Beton-Kalender 2013 (Lebensdauer und Instandsetzung - Brandschutz) || Ultrahochfester Beton UHPC

IX Ultrahochfester BetonUHPCEkkehard Fehling, Kassel

Michael Schmidt, Kassel

Joost Walraven, Delft

Torsten Leutbecher, Kassel

Susanne Frohlich, Kassel

BetonKalender 2013

Beton-Kalender 2013: Lebensdauer und Instandsetzung – Brandschutz.Herausgegeben von Konrad Bergmeister, Frank Fingerloos und Johann-Dietrich Wornerc 2013 Ernst & Sohn GmbH & Co. KG. Published 2013 by Ernst & Sohn GmbH & Co. KG.

1 EinfuhrungAls es Otto Graf am Anfang der 1950er-Jahre ge-lang, Beton mit einer Festigkeit von 70 N/mm2

herzustellen, brachte die Bauindustrie diesemneuen Produkt kaum Interesse entgegen. Dies an-derte sich nicht, als Kurt Walz 1966 nachwies,dass man mit besonderen Herstellungsmethodensogar eine Festigkeit von 140 N/mm2 erreichenkann. Erst nachdem sich herausstellte, dass esdurch Zugabe von einer beschrankten Menge Sili-kastaub in Kombination mit geeigneten Fließmit-teln moglich ist, auf einfache Weise einen Betonmit hoher Festigkeit und gleichzeitig guter Verar-beitbarkeit herzustellen, entstanden Gedankenuber mogliche Anwendungen.

Erst Ende der 1980er-Jahre konnte Beton in Fes-tigkeitsklassen bis C100/115 hergestellt werden.Die Entdeckung der Wirkung des feinen reaktivenMaterials Silikastaub und die Entwicklung vonleistungsfahigen Superplastifizierern waren beidieser Entwicklung von großer Bedeutung. AmAnfang schrieb man dem hochfesten Beton nureine eingeschrankte Rolle zu, vor allem wegender erheblich hoheren Herstellungskosten im Ver-gleich zu konventionellen Betonen. Es stelltesich jedoch heraus, dass es realistischer ist, aufder Grundlage eines ganzen Projektes zu verglei-chen. Ein Beispiel dessen war die Stichtse-Bru-cke, die in den Niederlanden in der Nahe vonAmsterdam 1997 gebaut wurde. Durch den Ein-satz von Beton C80/90 wurde die Querschnittsfla-che dieser Brucke mit einer Hauptspannweite von160 m um 30% vermindert. Durch die kleinereQuerschnittsflache des Kastentragers konntenweiterhin 26% an Spannstahl eingespart werden.Aufgrund der 60% dunneren Stege und Boden-platte konnte die Lange der Ausbausegmente von3,50 m auf 5,00 m vergroßert werden, was zueiner Bauzeitverkurzung von etwa 3 Monatenfuhrte. Dazu kamen noch die Vorteile der gutenVerarbeitbarkeit des Betons, der geringen Kriech-und Schwindverluste, der großen Verschleißfes-tigkeit und der großen Dauerhaftigkeit des Betons.Es stellte sich heraus, dass die Losung in BetonC80/90 insgesamt nicht teurer war als die Alterna-tive in konventionellem Beton und gleichzeitigeine qualitativ sehr hochwertige Konstruktion dar-stellte.

Es wurde erwartet, dass eine Steigerung der Be-tondruckfestigkeit auf Werte uber etwa 120 MPanicht realistisch ware, weil die Festigkeit des Zu-

schlags, der immerhin etwa 75% des Betonvolu-mens ausmacht, als maßgebende schwachsteKomponente des Betons dies verhindern wurde.

Eine andere damals als vielversprechend betrach-tete Innovation war die Entwicklung des MaterialsSIFCON (Slurry Infiltrated Fibre CONcrete). Beider Herstellung dieses Materials werden zuerstStahlfasern in eine Schalung gebracht und an-schließend verdichtet. Dann wird der Raum zwi-schen den Fasern mit einer Zementmatrix gefullt.Auf diese Weise kann ein Fasergehalt von 12 bis13% erzielt werden, was etwa dem 10-fachen ma-ximalen Fasergehalt in konventionellem Faserbe-ton entspricht. Dieses Material zeichnet sich durcheine sehr hohe Bruchdehnung aus [4]. Ein Nach-teil ist jedoch, dass wahrend des Verdichtens eineinhomogene Verteilung der Fasern entsteht (uber-wiegend 2D). In Bezug auf die Effektivitat unddie damit zusammenhangenden Kosten bedeutetdies eine Einschrankung in Bezug auf die Anwen-dungsmoglichkeiten. Eine Variante von SIFCONist SIMCON (Slurry Infiltrated Mat CONcrete).Um dieses Material herzustellen, wird ein Gewebevon diskontinuierlichen Stahlfasern in eine Scha-lung gebracht und anschließend mit einem fließfa-higen Zementmortel vergossen [5].

Ein neuer Durchbruch wurde durch die Entwick-lung eines neuen Konzeptes fur die Zusammenset-zung von ultrahochfesten Betonen erzielt. Auf-grund dieses Konzeptes konnten Betone mit einerDruckfestigkeit bis 200 N/mm2 mit Fasergehaltenbis 2,5 Vol.-% (175 kg/m3) hergestellt werden.Um einen ultrahochfesten Beton mit einer Druck-festigkeit in der Großenordnung von 150 bis200 N/mm2 herzustellen, sollten die nachfolgen-den Grundregeln beachtet werden:– Der maximale Korndurchmesser sollte, im

Vergleich zu traditionellen Betonmischungen,weitgehend verkleinert werden, weil großeKorner Spannungskonzentrationen hervorru-fen, die zu einer Reduktion der Festigkeit fuh-ren. Heutzutage ist der maximale Korndurch-messer in ultrahochfestem Beton meist nichtgroßer als 2 mm. Jedoch wurden ultrahoch-feste Betone auch mit einem Großtkorn von8 mm Durchmesser entwickelt.

– Die Packungsdichte des Zuschlags sollte opti-mal sein. Durch den Einsatz von Feinstoffenkann eine hohe Packungsdichte erzielt wer-den, wodurch die Beanspruchung der Kontakt-flachen verkleinert wird und die Mikrorissbil-

119Einfuhrung

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Beton-Kalender 2013: Lebensdauer und Instandsetzung – Brandschutz.Herausgegeben von Konrad Bergmeister, Frank Fingerloos und Johann-Dietrich Wornerc 2013 Ernst & Sohn GmbH & Co. KG. Published 2013 by Ernst & Sohn GmbH & Co. KG.

dung erst bei hoheren Spannungsniveaus an-fangt. Vor allem wird das Gefuge sehr dicht,was sich nicht nur in einer hohen Festigkeitausdruckt, sondern auch zu einem wesentlichhoheren Widerstand gegen alle Arten von be-ton- oder bewehrungsschadigenden Angriffenfuhrt (Chlorid, Alkalien, Carbonatisierung,Frost-Tausalz).

– Es sollte so viel Zement verwendet werden,dass das Wasser vollstandig gebunden wird.Die verbleibenden unhydratisierten Zement-partikel wirken dabei als Fuller.

– Feine Stahlfasern sollten dem Beton zugege-ben werden, um ein duktiles Verhalten zu ge-wahrleisten.

Der danische Forscher Hans Hendrik Bache warder erste, der diese Prinzipien erkannte und an-wendete. Er entwickelte ein Material mit einemhohen Fasergehalt, das zusatzlich mit einem gro-ßen Prozentsatz an Betonstahl bewehrt wurde.Dieser Baustoff wurde CRC (Compact ReinforcedConcrete) genannt. Die erste Veroffentlichung er-schien 1991 [1]. Diese Sonderbauweise wird, vorallem in Danemark, auch heute noch oft angewen-det (insbesondere fur Treppen und Balkone).

Baches Gedanken wurden 1994 beim franzosi-schen Bauunternehmen Bouygues (Richard undCheyrezy) aufgegriffen und weiterentwickelt. InZusammenarbeit mit Lafarge wurde eine neue Mi-schung „Reactive Powder Concrete“ entwickelt,der heute als „Ductalr“ weiterexistiert. Eine ersteAnwendung betraf den Ersatz von Stahltragerndurch ultrahochfeste Betontrager in den Kuhltur-men des franzosischen Kraftwerks Cattenom.Der Grund fur die Auswechselung war die Korro-sion der Stahltrager in dem außergewohnlich ag-gressiven Innenklima der Kuhlturme. Eine wich-tige Feststellung ist hier, dass nicht die hohe Fes-tigkeit des ultrahochfesten Betons ausschlagge-bend fur die Anwendung war, sondern dieDauerhaftigkeit des Materials in Zusammenhangmit der erwarteten sehr langen Lebensdauer ohneWartung oder Reparatur.

Die Erkenntnis, dass das Material nicht nur wegenseiner hohen Festigkeit, sondern auch wegen sei-ner anderen hervorragenden Eigenschaften ge-wahlt werden kann, hat dazu gefuhrt, die Bezeich-nung „ultrahochfester Beton“ durch „Ultra-Hoch-leistungsbeton“ bzw. englisch „Ultra High Perfor-mance Concrete“ zu ersetzen. In diesem Beitragwird diese Bezeichnung mit der AbkurzungUHPC weiterhin verwendet werden.

Von dem Moment an, als das Potenzial diesesneuen Hochleistungsbaustoffs weitere Aufmerk-samkeit gewann, z. B. auch durch den Bau der ers-ten Fußgangerbrucke aus diesem Material in Sher-brooke, Canada 1997 [6], kamen Architekten und

Bauingenieure mit einer breiten Palette an Ideenfur neue innovative Konstruktionen. Die Entwick-lung in dieser Richtung wird beispielsweise durchdie franzosischen Bauprojekte MuCem in Mar-seille mit baumartigen Stutzen und filigranen Fas-sadenelementen oder das Stadion Jean Bouin inParis mit einer Umhullung aus 3.500 vorgefertig-ten UHPC-Elementen, die zurzeit in Ausfuhrungsind, treffend illustriert. Eine bemerkenswerteKonstruktion ist weiterhin die Plattform ausUHPC im offenen Meer, die fur die Erweiterungdes Haneda Flughafens in Japan gebaut wird. DieDecke mit einer Flache von 200.000 m2 ist die bis-her großte Anwendung des UHPC. Auf diese Pro-jekte und auch auf viele andere wird in Abschnitt 7naher eingegangen.

Ein erstes Pilotprojekt in Deutschland war dieGartnerplatzbrucke in Kassel [3], die 2007 furdas Publikum geoffnet wurde. Mit dem Bau dieserBrucke wurden wichtige Erfahrungen gewonnen.2005 wurde in Deutschland ein nationales For-schungsprogramm mit einem Budget von 12 Mil-lionen Euro gestartet.

In Frankreich wurden 2002 die ersten Bemes-sungsregeln fur UHPC veroffentlicht. Weil an-derswo noch keine Bemessungsverfahren vorla-gen, verwendete man diese Vornorm bisher außer-halb von Frankreich ofter als Ersatznorm. Dieerste Richtlinie in Japan wurde 2004 veroffent-licht. Derzeit wird in der fib-Arbeitsgruppe TG8.6 an einer internationalen Norm fur UHPC gear-beitet [112].

Bis vor Kurzem trat man Beton mit sehr hoherFestigkeit noch kritisch entgegen. Vergleicht mandie Herstellungskosten eines derartigen Betonsmit denen eines konventionellen Betons pro m3,dann fallt der Vergleich auf den ersten Blick nega-tiv aus: Der Ultrahochleistungsbeton ist bisher prom3 noch 4- bis 5-mal so teuer wie ein konvention-eller Beton. Vergleiche sollten jedoch auf derGrundlage von Gesamtprojekten stattfinden. EinBeispiel hierfur ist die japanische Fußgangerbru-cke Sakata Mirai (Abschn. 7.1.3). Das Eigenge-wicht dieser Brucke betragt nur 20% dessen einerkonventionellen Brucke [7]. Deshalb sind auchdie Kosten des Fundamentes stark reduziert.Nach Angabe der Initiatoren waren die letztendli-chen Kosten des Projektes 10% geringer als diefur eine vergleichbare Brucke in konventionellemBeton.

In Zukunft wird vor allem auf Lebenszeit bemes-sen werden, siehe auch [8]. Dazu werden auch im-mer mehr �berlegungen bezuglich der Nachhal-tigkeit mit einbezogen. In [9] wurde z. B. im Rah-men einer life-cycle �kobilanz die in Kassel alsHybridbauwerk mit einem Stahlstabtragwerk aus-gefuhrte Gartnerplatzbrucke einer konventionel-len Spannbetonbrucke und einer rein aus UHPC

120 UHPC

gebauten Brucke gleicher Spannweite und Tragfa-higkeit gegenubergestellt [11]. Das Ergebnis war,dass die Herstellung und Unterhaltung der reinenUHPC-Losung nur noch 40% der CO2-Emissioneiner Massivbrucke verursacht. Dies bedeutet,dass dem neuen Konstruktionsmaterial UHPCgute Chancen fur einen Durchbruch eingeraumtwerden konnen.

2 Grundlagen zur Herstellungultrahochfester Betone

2.1 Entwicklung

Die Betontechnologie hat in den letzten Jahrzehn-ten bemerkenswerte Fortschritte gemacht. Ende-ten die Druckfestigkeitsklassen fur Beton derDIN 1045 aus dem Jahr 1988 noch bei einemB55, so enthalt die aktuelle DIN EN 206/DIN1045-2 Betonfestigkeitsklassen C55/C67 bisC100/115, die sogenannten „hochfesten Betone“.In den vergangenen 15 Jahren wurden an verschie-denen Stellen Ultra-Hochleistungsbetone (UHPC)zur Anwendungsreife entwickelt, deren Druckfes-tigkeit von etwa 150 bis 200 N/mm2 nahezu derje-nigen von Stahl entspricht. Mit feinen, hochzug-festen Stahlfasern bewehrt, wird der Beton duktilund erreicht eine fur Beton außergewohnlicheZugfestigkeit von uber 15 N/mm2 und eine Biege-zugfestigkeit von bis zu 50 N/mm2 [10]. Dadurchkann dieser Beton erstmals planmaßig Zugkrafteaufnehmen und erlaubt bei Anwendung neuerstoffgerechter Konstruktionsprinzipien ohne odermit herkommlicher Bewehrung leichte, material-sparende und dadurch besonders nachhaltigeBetonkonstruktionen. Nicht nur die Festigkeitdes UHPC ist hoch. UHPC hat im Vergleich zu ub-lichem, kapillarporosem Normalbeton und hoch-festem Beton ein wesentlich dichteres Gefuge. Erist nahezu kapillarporenfrei und dadurch so dichtgegen Flussigkeiten und Gase, dass er praktischnicht mehr korrodiert und dass er selbst als direktbefahrenes Bruckendeck ohne zusatzlichenSchutz vor Chloriden, Alkalien oder gegen Frost-Tausalz-Schaden verwendet werden kann [12].Aufgrund seiner hohen Dauerhaftigkeit, des gerin-geren Materialaufwandes und des ebenfalls gerin-geren Instandhaltungsaufwandes sind Bauwerkeaus UHPC uber die absehbar langere Lebensdauerhin betrachtet trotz des hoheren Betonpreises beisachgerechter Planung haufig auch noch wesent-lich kostengunstiger als vergleichbare Konstruk-tionen aus Normalbeton [13, 14].

Der Grundgedanke, einen sehr hochfesten und be-sonders gefugedichten Beton herzustellen, stammtbereits aus den 1980er-Jahren [15]. Der praktischeDurchbruch kam mit der Entwicklung besondersleistungsfahiger Fließmittel, die es ermoglichen,Betone mit einem hohem Anteil an optimal dichtzusammengesetztem Feinstkorn und gleichzeitig

mit einem extrem niedrigen Wasser-Bindemittel-wert von nur noch etwa 0,20 in fließfahiger Kon-sistenz herzustellen. Die optimale Kombinationdieser beiden Prinzipien ergibt die besonderenEigenschaften von UHPC. Ursprunglich uberwie-gend als Feinkornbeton mit einem Großtkorn vonmaximal 1 mm in fließfahiger Konsistenz herge-stellt, wurden inzwischen auch Mischungen mitbis zu 60 Vol.-% Grobkorn bis 8 oder 16 mm inplastischer und erdfeuchter Konsistenz mit glei-chen Festbetoneigenschaften entwickelt. Dadurchkann ein weites Spektrum von Anwendungensehr wirtschaftlich abgedeckt werden [16–20].

Wesentliche neue Erkenntnisse uber die stoffli-chen Besonderheiten von UHPC und die stoffge-rechte Bemessung und Konstruktion der damithergestellten Bauteile und Bauwerke brachte dasvon der Deutschen Forschungsgemeinschaft fi-nanzierte Schwerpunktprogramm (SPP 1182)„Nachhaltiges Bauen mit Ultra-Hochfestem Beton(UHPC)“ [21], das im Jahr 2012 abgeschlossenwurde. Die Ergebnisse der insgesamt etwa 30 For-schungsprojekte sind in diesem Beitrag mit be-rucksichtigt. Die Ergebnisse des SPP bilden nebenden inzwischen umfangreichen praktischen Erfah-rungen mit unterschiedlichsten Bauwerken ausUHPC im In- und Ausland auch die Grundlageeines ersten technischen Regelwerks des Deut-schen Ausschuss fur Stahlbeton, das derzeit inder Entstehung begriffen ist und das den aus demJahr 2008 stammenden Sachstandsbericht fort-schreibt [22].

Das Schwerpunktprogramm umfasste nahezu allefur die Ausgangsstoffe, die Herstellung, die Verar-beitung, die Bemessung und die konstruktiveDurchbildung sowie die Dauerhaftigkeit vonUHPC und fur die damit hergestellten Bauwerkerelevanten Fragestellungen.

2.2 Stoffliche Grundlagen

2.2.1 Gefugeeigenschaften

Die hohe Leistungsfahigkeit ultrahochfester Be-tone beruht primar auf einer im Vergleich zu Nor-malbeton oder auch hochfestem Beton wesentlichdichteren, praktisch kapillarporenfreien Zement-steinmatrix. „Klassischer“ fließfahiger UHPC istzudem mit einem Großtkorn von maximal 1 mmfeinkornig. Dadurch ist sein inneres Gefuge sehrviel homogener als bei ublichen grobkornigen Be-tonen und wird durch außere Lasten wesentlichgleichmaßiger beansprucht. Beides zusammenfuhrt zu der fur UHPC charakteristischen Druck-festigkeit von etwa 150 bis 200 N/mm2. Selbstbei inzwischen fur verschiedene Anwendungenentwickeltem grobkornigen UHPC sind die Unter-schiede im Festigkeits- und Verformungsverhaltender Matrix und des Gesteins so gering, dass einmalbegonnene Risse geradlinig durch Matrix und Ge-

121Grundlagen zur Herstellung ultrahochfester Betone

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stein verlaufen. Dies bedeutet auch, dass UHPCein ausgepragt sprodes Bruchverhalten zeigt.Wahrend sich Normalbeton bei steigender Druck-beanspruchung durch innere Gefugeveranderun-gen zunehmend (quasi-)duktil verhalt und auchnach Erreichen der Festigkeit noch tragfahigbleibt, versagt unbewehrter UHPC schlagartig.Mit UHPC kann dennoch sicher konstruiert wer-den, wenn er – ggf. zusatzlich zur Spann- oderStabstahlbewehrung – mit feinen hochfestenStahlfasern bewehrt wird. Mit einem ausreichendhohen Fasergehalt kann auch die Zugfestigkeitvon UHPC so verbessert und abgesichert werden,dass zugbeanspruchte Bauteile ohne weitere Be-wehrung moglich werden [23].

Das fur UHPC typische sehr dichte Gefuge undseine hohe Festigkeit beruhen zum einen aufeinem sehr niedrigen Wasser-Bindemittelwert(Zement, Silikastaub und ggf. weitere reaktiveStoffe) von nur etwa w/b w 0,20. Dadurch ist dieMatrix praktisch frei von Kapillarporen und dem-entsprechend diffusionsdicht. Zur hohen Festig-keit tragt zudem bei, dass das Feinstkorn mit einerKorngroße von 125 mm und weniger aus verschie-denen Komponenten (Zement, Quarzmehl(e), Si-likastaub und ggf. weitere inerte oder reaktivefeine Fuller) gezielt so zusammengesetzt wird,dass es in sich sehr dicht gepackt ist. Bild 1 zeigtvergleichend die volumenbezogene Zusammen-setzung von normalfestem Beton, hochfestem Be-ton, selbstverdichtendem Beton sowie fein- und

grobkornigem UHPC fur unterschiedliche An-wendungen.

Die Verwendung von kornoptimierten Zusatz-stoffgemischen aus mehreren unterschiedlichenKomponenten fuhrt zu einem erweiterten beton-technologischen Ansatz, der uber das ublicheDenken in massebezogenen Wasser-Bindemittel-werten als wesentliche festigkeitsbestimmendeGroße hinausgeht. In [25] wurde dazu der volu-menbezogene Wasser-Feinstteilwert (w/FV) ein-gefuhrt, der es – wie in Bild 2 schematisch darge-stellt ist – ermoglicht, die festigkeitssteigerndephysikalische Wirkung von kornoptimiertenFeinststoffgemischen bei der Vorausbestimmungder Betonfestigkeit und damit beim Entwurf vonUHPC-Mischungen zu berucksichtigen (erweiter-ter k+-Wert).

w

FVw

wP(zSFeinststoffe)vol

(1)

Durch seinen Volumenbezug ist der w/FV-Wertauch ein Maß fur die Gute der Kornzusammenset-zung des Feinstteilgemisches (I 125 mm Partikel-große) sowie fur den von Wasser zu fullendenResthohlraum zwischen den Partikeln und damitfur die Packungsdichte der Feinstteile. Er bildetdie eigentliche Grundlage fur die Optimierungvon UHPC [26].

Bild 3 zeigt als Beispiel, dass die 28-Tage-Be-tondruckfestigkeit der in [10] untersuchten grob-

122 UHPC

Bild 1. Vergleich der Mischungszusammensetzung von normalfestem, hochfestem und unterschiedlichenUltra-Hochleistungsbetonen (s. auch [24])

und feinkornigen UHPC bei praktisch gleichemw/z-Wert um bis zu rd. 30% anstieg, wenn diePackungsdichte und damit der Wasser-Feinst-stoff-Wert des Gemisches aus Zement, unter-schiedlich feinem Quarzmehl und Silikastaub umrd. 3 Vol.-% verbessert wurde [27]. Ein signifikantverbessernder Effekt ist – allerdings auf deutlichniedrigerem Grundniveau der Festigkeit – im�brigen durch eine Optimierung des Feinstkorn-anteils auch bei Normalbeton zu erwarten, wieaus [26, 27] hervorgeht.

2.2.2 Kornoptimierung

Eine optimale Feinkornpackung kann zum einenauf experimentellem Wege erreicht werden. Zumanderen kann die Packungsdichte mit Computer-unterstutzung auf der Grundlage der zuvor gemes-senen Charakteristika der Ausgangsstoffe rechne-risch optimiert werden.

Experimentell kann man sich der optimalen Korn-packung z. B. mit dem Verfahren von Puntke [28]iterativ nahern. Allerdings ist dies ohne genaueKenntnis der Kornzusammensetzung und ggf. derKornform aller Kornungen und ohne vorherigerechnerische Abschatzung in der Regel aufwendigund oft muhsam.

Die rechnerische Kornoptimierung von feinenPartikelgemischen fur UHPC und ihre Grundlagenwurden ausfuhrlich in [29] und in [30–32] be-schrieben. Die Modelle beruhen zumeist aufKreisscheiben, teilweise auch auf Kugeln. Ein Ku-gelmodell wurde z. B. in [33] genutzt, um eineSieblinie zu finden, die eine optimale Ausnutzungdes Raumes mit Zuschlagskornern ermoglicht(Bild 4). Die abgebildete Sieblinie zeigt – alswichtige Voraussetzung fur die Umsetzbarkeitbei realen UHPC-Mischungen – einen mehrfachenAusfall einzelner Korngroßenbereiche, die es den„Fullpartikeln“ ermoglicht, den ihnen zugedach-ten Hohlraum im „Traggerust“ der jeweils große-ren Partikel auch tatsachlich zu erreichen.

Bei großen Feinkornanteilen spielt die Kornformder Partikel eine zunehmende Rolle. Reschke be-rucksichtigte sie durch empirisch gefundene Fak-toren [34]. In [29] ist die Bestimmung der Korn-form mit einem optischen Kornformanalysator be-schrieben. Wird die Kornform berucksichtigt, solasst sich z. B. der Wasseranspruch eines feinenKorngemisches und damit sein Einfluss auf dieVerarbeitbarkeit von UHPC – bei dem der Wasser-


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Bild 2. Granulometrischer Beiwert k+ zur Beurteilungdes Einflusses von packungsoptimierten Feinststoff-gemischen unterschiedlicher Dichte auf die Druck-festigkeit (optimierte Walz-Kurve)

Bild 3. Einfluss des volumetrischenWasser-Feststoffverhaltnisses als Maßfur die Packungsdichte auf die Druck-festigkeit von UHPC

gehalt praktisch nicht variiert werden kann, um dieGefugedichtigkeit nicht zu beeintrachtigen – deut-lich besser prognostizieren.Untersuchungen an der Universitat Kassel zur opti-malen Zusammensetzung von UHPC mundeten inein Berechnungsprogramm, das es ermoglicht, aufder Basis der im Lasergranulometer gemessenenKorngroßenverteilung und ggf. unter Berucksichti-gung der in einem optischen Fotometer bestimmtenKornform der feinen Partikel, die fur eine hohePackungsdichte optimalen Volumenanteile mehre-rer Feinststoffe zu bestimmen [24, 29, 35].Bei dieser Berechnungsmethode wird die Siebli-nie in 120 Fraktionen eingeteilt. Anschließendwird jede dieser Fraktionen mit den anderen Frak-tionen und deren Einfluss auf die Packungsdichteverrechnet, wobei jeweils eine Fraktion als Korn-

gerust, die andere als dessen Fullkorn betrachtetwird. So ergeben sich uber 14.400 Kalkulations-schritte. Die feine Aufteilung der Sieblinie ermog-licht es, auch kleinere Schwankungen (z. B. Aus-fallkornungen), die mit den standardmaßigenWer-ten Lageparameter und Steigungsmaß nicht abge-bildet werden konnen, zu berucksichtigen. DasErgebnis einer solchen Berechnung fur die drei inBild 5 gezeigten Feinstkornkomponenten Zement,Quarzmehl W12 und Silikastaub eines feinkorni-gen UHPC ist in Bild 6 dargestellt. Naheres kann[24, 29] entnommen werden.

Die Packungsdichte stieg von anfanglich niedri-gen 65% durch Variation der Volumenanteile dereinzelnen Kornungen auf uber 83% an, d. h. derHohlraumanteil konnte von 35 auf nur noch17 Vol.-% verringert werden. Dadurch wurde

124 UHPC

Bild 4. Optimale Position und Große der Fullkugeln fur eine rhomboedrische Kugelordnung [35]

Bild 5. Kornzusammensetzung derAusgangsstoffe fur die in Bild 6 dar-gestellte rechnerische Packungs-dichteoptimierung

nicht nur die Festigkeit entsprechend hoher (vgl.Bild 3), sondern auch der Wasser- und der Fließ-mittelanspruch wurden signifikant verringert.

Nach wie vor mussen die Rechenergebnisse expe-rimentell validiert werden. Dabei decken sich dieWerte in aller Regel nicht vollstandig mit denz. B. mit dem Verfahren von Puntke [28] experi-mentell ermittelten Hohlraumgehalten und Pa-ckungsdichten. Verantwortlich dafur ist u. a. dieWasserbindung durch erste Hydratationsprodukte.Daher sind die Rechenwerte mit einem experi-mentell validierten Korrekturfaktor fur die chemi-sche Wasserbindung anzupassen. Er liegt etwa inder Großenordnung von 10% des berechnetenHohlraumvolumens.

Die Verarbeitbarkeit setzt der Packungsoptimie-rung allerdings Grenzen. Einerseits wird mit zu-nehmend verbesserter Packungsdichte der Hohl-raumgehalt zwischen den Partikeln, der sonstzunachst mit rheologisch unwirksamem Wassergefullt werden muss, kleiner, bevor Wasser zwi-schen den Kornern als Gleitmittel wirken kann.Die zu benetzende Oberflache der fullenden Stoffesteigt aber mit zunehmender Feinheit progressivan. Zu deren Benetzung ist wiederummehrWassererforderlich. Zusatzlich werden die interpartikula-ren Massenkrafte zwischen den feinsten Partikelnzunehmend großer. Sie agglomerieren zu großeren„Partikeln“ und konnen dadurch die ihnen zuge-dachte Fullerwirkung nicht mehr optimal erfullen.

Zudem wird der Frischbeton zahflussiger. Denprinzipiellen Zusammenhang zwischen Hohl-raumfullung und Viskositat verdeutlicht Bild 7am einfachen Beispiel zweier unterschiedlich fei-ner Quarzmehle.

Der Widerspruch zwischen der moglichst hohenPackungsdichte einerseits und der Abnahme derVerarbeitbarkeit andererseits kann durch die Zu-gabe von Hochleistungsfließmittel auf PCE-Basis(Polycarboxylatether) aufgelost werden. Um ihreausreichende Wirkung sicherzustellen, muss dasgeeignete Fließmittel im Rahmen der Eignungs-prufung so ausgewahlt werden, dass es nicht nurden individuellen Zement, sondern auch alle ande-ren Feinpartikel und besonders den Silikastaubausreichend desagglomeriert und verflussigt.Praktische Hinweise konnen [36] entnommenwerden. Fur UHPC gibt es inzwischen speziell ab-gestimmte mehrkomponentige Fließmittel mit un-terschiedlichen polymeren Wirkkomponenten (s.auch Abschn. 2.3.4).

2.3 Ausgangsstoffe

2.3.1 Zement

Fur UHPC werden derzeit in aller Regel alkali-arme Portlandzemente CEM I der Festigkeitsklas-sen 42,5 R und 52,5 R nach DIN EN 196, bevor-zugt mit hohem Sulfatwiderstand und niedrigerHydratationswarme (HS/NA), verwendet. Sie


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Bild 6. Beispiel fur die Optimierung der Packungsdichte eines 3-Stoffsystems mit einem Optimierungs-programm der Universitat Kassel

sind deshalb vorteilhaft, weil dadurch trotz des ho-hen Zementgehaltes feinkorniger UHPC von 700bis 850 kg/m3 und trotz des hohen Festigkeitspo-tenzials dieser Zemente der Wasseranspruch unddas chemische Schwinden begrenzt und die Mog-lichkeit einer Alkali-Silika-Reaktion praktischausgeschlossen werden. Bei der Auswahl des Ze-mentes sollte dennoch der individuelle Wasseran-spruch beachtet werden, da davon auch das Fließ-verhalten und die notwendige Fließmittelmengedes UHPC abhangen.

Fur besonders durch Temperatur- und Schwind-risse gefahrdete Bauteile aus UHPC ohne Warme-behandlung, z. B. dunne Betonfahrbahnen imStraßenbau oder fur chemisch beanspruchte Bau-teile, z. B. Abwasserrohre, ist HochofenzementCEM III/A vorteilhaft [16, 17].

Auch bei einer intensiven Warmebehandlung bei80 bis 90 hC liegen infolge des niedrigen Wasser-gehaltes noch etwa 30% des Zementes unhydrati-siert vor. Dies konnte einerseits ein Ansatz fureinen partiellen Austausch des Zementes durchrheologisch vergleichbares Quarzmehl sein. An-dererseits beruht hierauf das hohe Potenzial zurSelbstheilung von Rissen (s. Abschn. 4).

2.3.2 Reaktive Zusatzstoffe

2.3.2.1 Silikastaub

Silikastaub nach DIN EN 13263-1 [37] wirkt uber-wiegend physikalisch als Mikro-Fuller. Nach [38]beteiligt es sich bei einer Warmebehandlung desUHPC bei rd. 80 bis 90 hC partiell an der Bildungzusatzlicher festigkeitsbildender Hydratphasen.Ohne Warmebehandlung uberwiegt dagegen derphysikalische Fullereffekt. Bild 9 zeigt weitgehend

unhydratisierte Silikastaubpartikel in der dichtenUHPC-Matrix. Dies kann einer der Grunde sein,warum wassergelagerter UHPC in aller Regel eineum 10 bis 20% und damit signifikant niedrigereDruckfestigkeit aufweist. Bislang wurde der Anteilan Silikastaub hinsichtlich seines Festigkeitsbei-trags wie Zement behandelt (k w 1), auch wennsein Anteil bezogen auf den Zement oft mehr als20 M.-% betragt. Ob dies tatsachlich immer ge-rechtfertigt ist, bedarf weiterer Betrachtungen.

Silikastaub bestimmt infolge seiner großen spezi-fischen Oberflache von 100.000 cm2/g und wegender hohen interpartikularen Krafte ganz wesent-lich den Wasser- und Fließmittelanspruch und dierheologischen Eigenschaften des Frischbetons[39]. Es sollte zu mindestens 96 M.-% aus amor-phem SiO2 bestehen und nur wenig Kohlenstoffaufweisen, da Kohlenstoff den Wasser- und denFM-Anspruch erhoht. Zudem sollte die Menge

126 UHPC

Bild 7. Zusammenhang zwi-schen der Packungsdichte undVerarbeitbarkeit eines inertenLeims aus zwei unterschied-lich feinen Quarzmehlen (Q1,Q2) bei Verwendung vonFließmitteln (w/Fm w 0,26)[29]

Bild 8. Dichtes Gefuge eines UHPC mit gebroche-nem Gesteinskorn

im Rahmen der Packungsdichte-Optimierungnach Abschnitt 2.2 auf das fur die Hohlraumful-lung unbedingt erforderliche Mindestmaß be-grenzt werden, da sonst der Beton klebrig undzah werden kann. Die verwendeten Fließmittelmussen in der Lage sein, die zumeist agglomerier-ten Silikastaube wahrend des Mischvorgangs aus-reichend zu desagglomerieren, da sonst alle Be-trachtungen zur Packungsdichte konterkariertwerden.

2.3.2.2 Huttensand

Untersuchungen von Gerlicher und Heinz [40] ha-ben gezeigt, dass sich der Wasser- und Fließmittel-anspruch des UHPC bei gleicher Konsistenz ohneNachteile fur die Festigkeit weiter verringern las-sen, wenn ein Teil des CEM I durch gemahlenenHuttensand ersetzt und der w/z-Wert um das ein-gesparte Wasser reduziert wird. Durch eine War-mebehandlung kam die Reaktion des Huttensan-des allerdings vorzeitig zum Erliegen. Auch rheo-logisch besonders gunstige Steinkohlenflugaschemit einem hohen Anteil an kugeligen, amorphenPartikeln kann in begrenztem Umfang als reakti-ver Fuller und damit als Zementersatz dienen.

2.3.3 Inerte Zusatzstoffe

In aller Regel werden unterschiedlich feine Quarz-mehle verwendet, um die packungsoptimaleKornzusammensetzung einzustellen. Wichtig istdabei, dass sie trennscharf fraktioniert sind. AlsBeispiel wurden bei den im Rahmen des SPPdurchgefuhrten Untersuchungen und bei anderenUntersuchungen [27] gemaß Tabelle 1 ein fein ge-mahlenes Mehl mit einer Mahlfeinheit von rd.12 000 cm2/g und ein Mehl verwendet, das mitrd. 3600 cm2/g etwas grober war als der verwen-dete Zement. Damit konnte einerseits der Zementin seiner „Fullerwirkung“ partiell ersetzt und an-dererseits die „Kornbandlucke“ zum Feinsanduberbruckt werden. Quarzmehl besitzt zum eineneine hohe Kornfestigkeit, zum anderen ist es in

einer breiten Palette eng definierter, unterschied-lich feiner Kornungen als Handelsware erhaltlich.Kalkstein ist dagegen weniger geeignet, da er we-niger fest ist und da der damit hergestellte UHPCin der Regel noch klebriger und zaher wird.

2.3.4 Fließmittel

Ausreichend wirksame Fließmittel fur UHPC ba-sieren auf Polycarboxylatethern (PCE) [36]. In-zwischen gibt es eine breite Palette an unter-schiedlichen PCE-Fließmitteln, die allerdings zu-meist auf ihr Zusammenwirken mit den unter-schiedlichen Zementen hin optimiert sind. FurUHPC mit ihrem hohen Anteil an Silikastaubsind erfahrungsgemaß die Fließmittel besondersgeeignet, die sowohl den Zement als auch die ubri-gen Feinstoffe ausreichend desagglomerieren[41]. Hierzu gehoren solche, die aus zwei Kompo-nenten mit unterschiedlich strukturierten Polyme-ren bestehen. Die fur eine bestimmte Konsistenzerforderliche Menge richtet sich dann im Einzel-fall zusatzlich danach, wie hoch der Wirkstoffge-halt des Fließmittels ist. Er liegt erfahrungsgemaßzwischen etwa 30 und 45 M.-%. Empfehlungenzur genauen Fließmitteldosierung sind Abschnitt2.4 zu entnehmen.

2.3.5 Stahlfasern

Stahlfasern werden in das sehr dichte, feste undhomogene Gefuge der feinkornigen UHPC-Mat-rix besonders fest eingebunden. Dadurch konnenhohe Verbundspannungen ubertragen werden. An-dererseits beruht die duktilisierende Wirkung derFasern darauf, dass beim Reißen der Matrix dieHaftreibung zwischen Matrix und Faser uberwun-den wird, ohne dass die Fasern selbst reißen. Be-wahrt haben sich – auch aus Grunden der besserenVerarbeitbarkeit – kurze, schlanke Fasern nachDIN EN 14889-1 [42] mit einem Durchmesservon hochstens 0,20 mm und einer Lange von 9bis 17 mm aus hochfestem Stahl mit einer Zugfes-tigkeit von uber 2000 N/mm2 und daruber. Beson-ders gunstig ist ein Langen- zu Durchmesser-Ver-haltnis von mindestens 65.

In besonders korrosionsbeanspruchten Bereichenvon Bauteilen konnen Fasern aus Edelstahl vor-teilhaft sein, wenn großere Rissbreiten zu erwar-ten sind (s. Abschn. 4). Gleiches gilt fur Sichtbe-tonflachen, bei denen oberflachennahe Fasern an-rosten konnen. Dies beeintrachtigt im �brigendie Dauerhaftigkeit des Bauteils nicht.

Um dem Beton in statisch weniger hoch bean-spruchten Bauteilen die notige Duktilitat zu verlei-hen, konnen auch korrosionsfreie hochfeste Kunst-stofffasern, z. B. aus Polyvinylalkohol (PVA) miteinem E-Modul von rd. 30.000 N/mm2 und einerZugfestigkeit von rd. 1000 N/mm2, allein oder imGemisch mit Stahlfasern infrage kommen [43].


IX

Bild 9. Silikastaub-Partikel in der UHPC-Matrix

Zur Wirkung solcher Fasercocktails siehe Ab-schnitt 3.10.

2.4 Mischungszusammensetzung

Der Mischungsentwurf beginnt bei UHPC mit derAuswahl und Charakterisierung der fur eine opti-male Packungsdichte geeigneten Feinststoffe.Die Kornzusammensetzung der feinen Ausgangs-stoffe wird – soweit sie nicht vom Hersteller aus-reichend genau angegeben ist – mit einem Laser-granulometer bestimmt. Daran schließen sich dierechnerische Optimierung der Packungsdichteund ihre experimentelle Validierung an der Fein-kornmischung z. B. mit dem Verfahren von Puntkenach Abschnitt 2.2.2 mit dem Ziel, einen mog-lichst hohen Wasser-Feinststoffwert bei gleichzei-tig kleinem Wasser- und Fließmittelanspruch zuerreichen [25], an. Anders als bei Normalbetonist der aquivalente Wasser-Zement-Wert (ZementS Silikastaub) beim Mischungsentwurf keine Va-riable, weil bereits bei einer geringfugigen �ber-schreitung des fur UHPC ublichen Wertes von rd.0,20 (w/z-Wert bis max. rd. 0,24) Kapillarporenentstehen, wodurch die charakteristische Gefuge-

dichtigkeit abnimmt und zum autogenen Schwin-den auch Trocknungsschwinden hinzukommt[44] (s. Abschn. 3.3). Andererseits kann bereitseine geringfugige Erhohung des Wassergehaltesinnerhalb der vorgenannten Grenzen die Wirkungdes Fließmittels verbessern.

Beispiele fur die volumetrische Zusammenset-zung unterschiedlicher UHPC-Mischungen sindin Bild 10 zusammengestellt. Die zugehorigenMassenanteile je m3 sind in Tabelle 1 angegeben.

Die anwendungsgerechte Verarbeitbarkeit wird inder Regel allein durch eine Variation der Fließmit-telmenge eingestellt. Es lohnt sich dabei haufig, indie Erstprufung parallel mehrere Fließmittel ein-zubeziehen, da die verflussigende Wirkung, dieerforderliche Mischdauer und die Stabilitat der er-reichten Konsistenz im Einzelfall sehr unter-schiedlich sein konnen. Ein wichtiges Merkmalist auch der Wirkstoffgehalt wassriger Fließmittel.Je nach der angestrebten Konsistenz und derGroße des Mischvolumens ist fur fließfahigeUHPC ein Fließmittel-Wirkstoffgehalt bezogenauf das Bindemittel (Zement und Silikastaub)von etwa 0,8 bis 1,2 M.-%, fur weiche Konsistenz

128 UHPC

Tabelle 1. Massebezogene Zusammensetzung ausgewahlter UHPC-Mischungen

UHPC fein(0/0,5 mm)M2Q [45]

UHPC fein(0/0,5 mm)M3Q [46]

UHPC grob(0/8 mm)B5Q [47]

UHPCStraßenbau[16]

UHPCerdfeucht[18]

[kg/m3]

Wasser 166 183 158 107 49

Zement 832 775 650 404 186

Feinsthuttensand – – – 24 –

Silikastaub 135 164 177 54 51

Fließmittel-DosierungFMW/b [M.-%] *)

1,1 1,1 1,2 0,6 1,2

Quarzmehl fein 207 193 325 – 93

Quarzmehl grob – – 131 32 38

Quarzsand 0,125/0,5 975 946 354 541 101

Quarzsand 0/2 – – – – 616

Quarzsand 0,6/2 – – – 283 –

Kies 2/8 – – – – 821

Kies 8/16 – – – – 616

Basalt 2/8 – – 597 1123 –

Mikrodrahtfasern 2,5 Vol.-% 2,5 Vol.-% 2,5 Vol.-% 1,0 Vol.-% –

*) Fließmittelwirkstoff bezogen auf Bindemittel

von etwa 0,5 bis 0,8 M.-%, fur plastische bis steifeKonsistenz von etwa 0,25 bis 0,6 M.-% und furerdfeuchten Beton von etwa 0,20 M.-% anzuset-zen. Dabei ist der fur eine bestimmte Konsistenzerforderliche FM-Gehalt bei großeren Mischvolu-mina in aller Regel deutlich kleiner, z. B. wenn diegleiche Mischung im Labor und spater in einemProduktionsmischer hergestellt wird.

2.5 Mischen

In der Praxis wurde ultrahochfester Beton mitDoppelwellen-Chargenmischern, Teller- und Pla-netenmischern mit zusatzlichen Wirblern und mitIntensivmischern hergestellt. Voraussetzung isteine ausreichend hohe Mischenergie, um den ho-hen Anteil an Feinststoffen aufzuschließen unddie Partikel ausreichend mit Wasser und Fließmit-tel zu benetzen. Einwellen-Zwangsmischer leistendies in der Regel nicht. Bei Tellermischern ist da-rauf zu achten, dass sich kein Feinststoff an denWanden und am Boden ansetzt, weil dadurch dieRezeptur verandert wird. Vorteilhaft sind Mischer,bei denen die Umdrehungszahl wahrend desMischens variiert werden kann. Fur das homogeneMischen insbesondere von feinkornigem UHPC

haben sich sowohl im Labor als auch in der PraxisIntensivmischer fur die Feinkorngemische beson-ders bewahrt.

Wie bei Normalbeton werden zunachst die Tro-ckenstoffe zugegeben – bevorzugt zunachst ggf.die grobe Gesteinskornung, dann die mehlfeinenBestandteile – und ca. 30 sec bis 2 min trockenvorgemischt. Wird im Werk ein Kippkubel ver-wendet, so ist darauf zu achten, dass das leichtfließfahige Mikrosilika nicht beim Kippen ausdem Kubel fließt. Danach wird das Wasser mitdem zuvor separat eingemischten Fließmittel zu-gegeben. Die zum Erreichen der stabilen Verarbei-tungskonsistenz erforderliche Mischzeit muss imEinzelfall festgestellt werden. Sie kann erfah-rungsgemaß zwischen 3 und 15 min liegen. Siehangt von der Art und Wirkung des Mischers,von der Große der Charge, dem Fullungsgrad desMischers, der Temperatur und vor allem von derZeit ab, die das Fließmittel benotigt, bis die ge-wunschte Verflussigung eintritt, und die erforder-lich ist, um danach die gut vereinzelten Fasern inden verflussigten Beton gleichmaßig einzustreuenund einzumischen. Zudem muss sichergestelltsein, dass die angestrebte Verarbeitungskonsistenznach Mischende tatsachlich stabil vorhanden istund dass keine Nachverflussigung mehr eintritt.Die Verflussigung des Betons kann beschleunigtwerden, wenn bis zur Verflussigung zunachst miteiner hohen Mischgeschwindigkeit, danach wah-rend der Zugabe der Fasern mit niedrigerer Ge-schwindigkeit weiter gemischt wird. Bild 10 zeigtden typischen Verlauf der Energieaufnahme biszur Verflussigung und bis die Zielkonsistenz end-gultig und stabil erreicht ist (Stabilisationszeit).Ausfuhrliche Hinweise zum Mischen von UHPCund zum Einfluss der Feinststoffkomponentenund der Feststoffkonzentration auf die Mischzeitkonnen [48] entnommen werden.

2.6 Nachbehandlung undWarmebehandlung

Die Nachbehandlung von UHPC beginnt bereitswahrend seiner Herstellung. Infolge des sehr ge-ringen Wassergehaltes trocknet die unmittelbareOberflache sehr schnell aus und es bildet sich hau-fig schon wahrend der bei UHPC langeren Ver-dichtungszeit eine nur wenige Zehntelmillimeterdicke, dichte und zahe sog. „Elefantenhaut“. Siebehindert zum einen das Entluften des Betons,zum anderen lasst sich die Oberflache nicht mehrglatten. Die Elefantenhaut kann vermieden wer-den, wenn freie Betonoberflachen sofort nachdem Betonieren mit einer Folie abgedeckt werden,wenn ein wirksames Nachbehandlungsmittel ineiner geschlossenen Schicht aufgespruht oderwenn Wasser in einem feinen Spruhnebel filmbil-dend aufgebracht wird.


IX

Bild 10. Verlauf der Energieaufnahme des Mischersbei UHPC bis zum Erreichen der Zielkonsistenz(Stabilisierungszeit ts) [48]

Konstruktive Bauteile aus UHPC werden derzeitnoch uberwiegend in Fertigteilwerken hergestellt.In aller Regel werden sie bei etwa 80 bis 90 hCwarmebehandelt. Danach ist die Hydratation ab-geschlossen. Durch die hohen Temperaturen wirdder Silikastaub zur Reaktion mit dem Calcium-hydroxid des Zementes angeregt und es entstehenzusatzliche festigkeitsbildende Phasen [38]. DieDruck- und Biegezugfestigkeit werden dadurchhoher und das Gefuge noch dichter als bei Wasser-oder bei konservierender Lagerung. Zudem istnach der Warmebehandlung das Schwinden abge-schlossen und die Fertigteile sind maßhaltig undschwindspannungsfrei. In aller Regel werden dieBauelemente oder Prufkorper 24 h in der Form be-lassen und konservierend vorgelagert, bevor siefur 48 h erwarmt werden. Langere Erwarmunghat keine weitere Wirkung. Der Beton sollte dabeiluftdicht abgedeckt und so vor dem Austrocknenvollstandig geschutzt sein. Wichtig ist, dass dieElemente nach der Warmebehandlung langsamauskuhlen – z. B. weiter in der Folie gelagert undbei niedrigen Temperaturen zusatzlich warmeiso-lierend abgedeckt werden – um Gefugerisse zuvermeiden.

2.7 Prufung

2.7.1 Frischbeton

UHPC wird uberwiegend in fließfahiger Konsis-tenz hergestellt und verarbeitet. Aufgrund des ho-hen Feinkorn- und Fließmittelgehaltes gleicht erim frischen Zustand rheologisch eher selbstver-dichtendem Beton als Normalbeton, ist aber auf-grund seines hohen Anteils an packungsoptimier-tem Feinkorn noch kohasiver und zahviskoser. Erfließt deutlich langsamer. Zudem ist er nichtselbstentluftend wie SVB. Er benotigt zum aus-reichenden Entluften Ruttelenergie, die langereinwirken muss als bei Normalbeton. Dies gilt so-

wohl fur die Herstellung von Prufkorpern als auchbei der großtechnischen Herstellung.

Zur Beschreibung des rheologischen Verhaltensist neben dem Ausbreitversuch nach DINEN 12350-5 vor allem der Setzfließversuch nachDIN EN 12350-8 geeignet. Die Kombination ausSetzfließmaß fur die Fließfahigkeit und t500-Zeitals indirektes Maß fur die Viskositat beschreibtdie rheologischen Eigenschaften einer individu-ellen Mischung ganzheitlicher als die ubrigenKonsistenzprufverfahren nach DIN EN 12350.Bild 11 zeigt den deutlich unterschiedlichen Ver-lauf beider Großen fur die in Tabelle 1 darge-stellte feinkornige (J 0,5 mm) und grobkornigeMischung (J 8 mm) ohne und mit 1,0 und2,5 Vol.-% feiner Stahlfasern. Das Setzfließmaßnahm dabei mit steigendem Großtkorn und Faser-gehalt ab und die t500 -Zeit zu. Bei den grobkorni-gen faserhaltigen Mischungen war dieser Effektaufgrund der gegenseitigen Beeinflussung von Fa-sern und Gesteinskornung besonders ausgepragt.Der Variationskoeffizient (Verhaltnis Standardab-weichung zu Mittelwert) betrug bei der Prufungder M3Q-Mischung unter Wiederholbedingungenfur das Setzfließmaß 0,02 bis 0,07 und fur diet500 -Zeit 0,02 bis 0,32 [49].

Zur Beurteilung des Fließverhaltens konnen dieSetzfließmaßklassen den DIN EN 206-9 [50] die-nen. Faserfreier fließfahiger UHPC entspricht jenach Großtkorn und Zusammensetzung ublicher-weise den Konsistenzklassen SF2 oder SF3, beihohen Fasergehalten kann oft nur die Konsistenz-klasse SF1 erreicht werden. Die Viskositatsklas-sen VS1 und VS2 der DIN EN 206-9 sind dagegenmit einem Scheidewert von I 2 sec und j 2 secfur die t500 -Zeit fur UHPC kein geeignetes Krite-rium, liegt doch – wie Bild 11 zeigt – die t500 -Zeit bei feinkornigen Mischungen je nach Fließfa-higkeit zwischen etwa 3 und 15 sec, bei grobkorni-

130 UHPC

Bild 11. Rheologische Eigenschaften derMischungen M3Q und B5Q aus Tabelle 1ohne und mit 1,0 oder 2,5 Vol.-% Stahl-fasern, beschrieben durch das SetzfließmaßSF und die t500-Zeit [49]

gen Mischungen zwischen etwa 10 und – z. B. bei2,5 Vol.-% Stahlfasern – bis zu 30 sec. Der End-wert des Setzfließmaßes wird haufig erst nachuber einer Minute erreicht.

Fur UHPC-Mischungen mit plastischer bis sehrweicher Konsistenz (F2 bis F4) sind der Ausbreit-versuch nach DINEN 12350-5 und fur Konsis-tenzmessung steif-plastischer Mischungen, diez. B. im Straßenbau eingesetzt werden, der Ver-dichtungsversuch nach DINEN 12350-4 geeig-net. Das Setzmaßverfahren ist nicht zu empfehlen,weil der Beton am Pruftrichter anhaftet.

Die Blockierneigung faserhaltiger UHPC-Mi-schungen in bewehrten Bauteilen kann mit demBlockierringversuch nach DIN EN 12350-10 er-fasst werden, sofern der Gehalt an kurzen Stahl-fasern 2 Vol.-% nicht ubersteigt. Inwieweit die in[50] angegebenen Blockierringklassen eine sach-gerechte Bewertung ermoglichen, ist noch offen,weil noch zu wenige Erfahrungen mit eng bewehr-ten Bauteilen aus UHPC vorliegen.

Ein wichtiges Kriterium fur die spatere Druckfes-tigkeit ist der im Beton verbleibende Anteil anVerdichtungsporen. Wegen des zah-viskosen Ver-haltens entluftet UHPC auch bei intensiver Ruttel-einwirkung langsamer als Normalbeton oder auchSVB. Vergleichsprufungen zwischen 10 Institutenhaben gezeigt, dass bei der Prufung mit dem8-l-Luftporentopf nach den Vorgaben der DINEN 12350-7 der Luftporengehalt fur die gleicheUHPC-Mischung zwischen 1 und 6 Vol.-%streuen kann, wenn das Befullen des Pruftopfessowie die Ruttelzeit und -intensitat nicht definiertsind. Dies ist mit eine Erklarung dafur, dass in ver-schiedenen Instituten z. T. signifikant unterschied-liche Druckfestigkeitswerte fur gleich zusammen-gesetzte UHPC festgestellt wurden [47, 49].

Das Verdichtungsende ist wie bei Normalbetondann erreicht, wenn praktisch keine Luftporenmehr an der Oberflache austreten. Bei sehr zahen,faserreichen Mischungen sind Verdichtungszeitenauf einem ublichen Labor-Rutteltisch von bis zu5 min erforderlich. Aufgrund der starker ausge-pragten kohasiv-elastischen Eigenschaften desfrischen UHPC sind gegenuber normalfestem Be-ton kleinere Frequenzen und Schwingbreiten beider Verdichtung in der Regel wirksamer. Die opti-male Einstellung der Verdichtungseinrichtung istim Einzelfall zu erproben.

Wahrend des Einfullens und Verdichtens ist daraufzu achten, dass sich keine trockene Haut, eine sog.Elefantenhaut, auf der Betonoberflache bildet. DerPruftopf sollte deshalb idealerweise in einem kon-tinuierlichen Massestrom auf dem laufenden Rut-teltisch befullt und bereits wahrend der Verdich-tung abgedeckt werden. Gleiches gilt im �brigenauch fur die Herstellung der Prufkorper fur dieDruck- und Biegezugfestigkeit.

2.7.2 Druck- und Biegezugfestigkeit

Charakteristisch fur Ultrahochfeste Betone istvor allem die hohe Festigkeit von mehr als150 N/mm2. Es gibt allerdings bislang keine ein-deutige Definition einer Druckfestigkeitsklassefur UHPC. Analog zu DIN 1045-2 konnte mandie charakteristische 28-Tage-Druckfestigkeitnormgemaß nach DIN EN 12390-2 in einem Was-serbad gelagerter Zylinder D/H w 150/300 mmoder 150-mm-Wurfel zugrunde legen. Nun ist esallerdings so, dass UHPC-Bauteile derzeit nochweit uberwiegend bei 80 bis 90 hC warmebehan-delt werden. Die Druckfestigkeit von sonstgleichem, aber warmebehandeltem UHPC ist imAllgemeinen um rd. 20 bis uber 30 N/mm2 hoherals bei Wasserlagerung (s. auch Abschn. 2.3.2.1).Zudem ist festzustellen, dass die Erhartung was-sergelagerter UHPC-Proben bereits nach 7 bis 10Tagen fast vollstandig abgeschlossen ist, weil in-folge des dichten Gefuges keine Feuchtigkeit vonaußen mehr in den Korper eindringen kann, umdie hydratationsbedingte innere Austrocknungauszugleichen. Diese Gesichtspunkte sollten beider Festlegung von Leistungsklassen fur dieDruckfestigkeit von UHPC berucksichtigt wer-den, z. B. in Form von unterschiedlichen Klassenfur warme- und nicht warmebehandelte UHPC.Bis dahin ist es erforderlich, die gewunschte„Druckfestigkeit“ im Einzelfall durch Angabeder Prufkorperabmessungen, der Lagerungsartund des Prufalters im Leistungsverzeichnis ausrei-chend genau zu definieren.

Fur die Herstellung der Probekorper gelten diegleichen Hinweise wie fur die Prufung des Luftge-haltes in Abschnitt 2.7.1. Soll eine großere Anzahlvon Prufkorpern hergestellt werden, so sind meh-rere kleinere Mischchargen gunstiger, um jeweilsfrischen Beton verwenden zu konnen. Innenruttlersind zum Verdichten von faserhaltigen Prufkor-pern ungeeignet, weil sie die gleichmaßige Vertei-lung der Fasern im Prufkorper beeintrachtigen undihre Orientierung irregular verandern konnen(Ruttelgassen).

In zwei Ringversuchen im Rahmen des SPP 1182der DFG [49] wurde festgestellt, dass die Ebenheitder Lasteinleitungsflachen einen signifikantenEinfluss auf die Messwerte der Druckfestigkeithat. Kleinste Unebenheiten im mm-Bereich kon-nen zu einer punktuell konzentrierten Lasteinlei-tung fuhren. Der Messwert fur die Druckfestigkeitdesselben UHPC kann dadurch um bis zu 20 bis30 N/mm2 niedriger ausfallen. Ringversuche mitmehreren Prufinstituten ergaben zudem, dassdurch hochprazises Schleifen und Polieren derLasteinleitungsflachen die Standardabweichungz. B. bei der grobkornigen UHPC-Mischung B5Qnach Tabelle 1 von 7,4 N/mm2 (Schleifen auf ver-schiedenen Maschinen mit unterschiedlicher Pra-


IX

zision) auf nur noch 1,0 N/mm2 gesenkt werdenkonnte, wenn alle Prufkorper auf der gleichen Pra-zisionsschleifmaschine bearbeitet wurden.Prufmaschinen fur UHPC mussen den Anforde-rungen der Guteklasse 1 der DINEN 12390-4 ent-sprechen. Zusatzlich ist darauf zu achten, dass diezulassige Flachenpressung der Druckplatten nichtuberschritten wird. Die Prufung erfolgt in der Re-gel kraftgeregelt nach DIN EN 12390-5. Faser-freie oder faserarme ultrahochfeste Betone versa-gen ohne die Bildung von Rissen bei Erreichender Hochstlast explosionsartig. Deshalb sindSchutzmaßnahmen vorzusehen, wie etwa einereißfeste Schutzmanschette um den Prufkorper.Soll bei faserhaltigem UHPC die Spannungs-Ver-formungskurve im Nachbruchbereich bestimmtwerden, ist die Prufung verformungsgesteuertdurchzufuhren. Die Verformungsgeschwindigkeitbis zur Erreichung der Hochstlast sollte dabeimoglichst niedrig in der Große J 0,05 mm/s ge-wahlt werden, damit der bei den meisten Maschi-nen auch bei faserhaltigen Probekorpern nicht ver-meidbare Spannungsabfall beim Reißen der Mat-rix begrenzt wird.Die Biegezugfestigkeit von faserbewehrtem UHPCkann entweder im 4-Punkt-Biegezugversuch anungekerbten Balken (700 mm q 150 mm q150 mm) in Anlehnung an die DAfStb-RichtlinieStahlfaserbeton [51] oder im 3-Punkt-Biegzugver-such an gekerbten Balken (550 mm q 150 mm q150 mm) nach DIN EN 14651 [52] oder nachRILEM TC 162-TDF [53] ermittelt werden, wobeiimmer die Herstellunterseite auch die Unterseitebei der Prufung ist (s. auch Abschn. 3.3.2). Beim4-Punkt-Versuch kann die Nachriss-Biegezugfes-tigkeit bei einer Verformung von 0,5 und 3,5 mmDurchbiegung als Maß fur die Wirksamkeit der Fa-

sern dienen. Der 3-Punkt Versuch nach DINEN 14651 wird bevorzugt verwendet, wenn dieLast-Rissoffnungsbeziehung von Interesse ist, ausder die residuelle Biegezugfestigkeit berechnetwird. Storungen der Randzone z. B. nach einerWarmebehandlung der Prufkorper bleiben durchdas Einkerben der Prufunterseite unberucksichtigt.

Die Ergebnisse von Zug- und Biegezugprufungenan faserhaltigem UHPC hangen wesentlich vonder Verteilung und Orientierung der Fasern im Be-ton ab. Maßgeblichen Einfluss hat die Prufkorper-herstellung. Bei fließfahiger Konsistenz wirdempfohlen, den Beton bei eingeschaltetem Ruttlerdes Rutteltisches von einer Seite her frei in dieForm fließen zu lassen. Dadurch orientieren sichdie Fasern in Balkenmitte ausgepragt in Langs-richtung und damit in Richtung der Zugbeanspru-chung. Zugleich wird die Streuung der Ergebnisseeiner Prufkorperserie deutlich kleiner, wie ausBild 12 hervorgeht. Bei grobkornigem UHPC istder zu erwartende Orientierungsgrad deutlich klei-ner, da die Bewegung der Fasern durch das grobeKorn eingeschrankt wird.

Die Faserorientierung kann am Festbeton mit fo-tooptischen [182, 183] oder magnetischen Verfah-ren bzw. mittels Computertomografie [184] ge-messen werden. Zudem ist bei Biegezugprufun-gen ein ausgepragter Maßstabeffekt zu beruck-sichtigen. Aus [10] ist zu entnehmen, dass beiPrufung von feinkornigem UHPC an Prismen40 mm q 40 mm q 160 mm ein etwa 1,5-fachgroßerer Wert fur die Biegezugfestigkeit zu erwar-ten ist als bei Prufung an Balken 150 mm q150 mm q 700 mm.

Die Empfindlichkeit der Prufmaschine hat eben-falls einen erheblichen Einfluss auf die ermittelte

132 UHPC

Bild 12. Mittelwert und Streuung der Kraft-Verformungskurven des gleichen fließfahigen UHPC mit 2,5 Vol.-% Stahlfasern L/Dw 0,19/9 mm gemessen an Balken 150 mmq 150 mmq 700 mm in Anlehnung an [51];a) ungeregeltes Einfullen des Betons, b) Einfließen des Betons von einer Seite der Form auf laufendem Rut-teltisch

Biegezugfestigkeit. Die Verformungszunahmewird in der Regel uber Sensoren gesteuert, die inBalkenmitte angebracht sind. Im Moment des ers-ten Matrixrisses kann es zu einem schlagartigenSpannungsabfall kommen, der je nach Starke derVerformung und Empfindlichkeit der Sensorenzu einer starken Streuung der Messergebnisse in-nerhalb einer Prufserie fuhren kann. Dies wiede-rum wirkt sich auf die in Anlehnung an dieDAfStb-Richtlinie ermittelten Leistungsklassenaus, in die der Variationskoeffizient eingeht. DieAuswertung eines im Rahmen des SPP 1182durchgefuhrten Ringversuchs [49] ergab, dassder Variationskoeffizient fur die Berechnung derNachrissbiegezugfestigkeit bei einer Durchbie-gung von 3,5 mm bei jeweils 6 gepruften Balkenaus feinkornigem UHPC mit 2,5 Vol.-% 0,19 mmq 9 mm Stahlfasern zwischen 0,15 und 0,4 lag.Die in den beteiligten Instituten ermittelten Wertefur die Leistungsklasse 2 waren dementsprechendmit Werten von 0 bis 4,7 sehr unterschiedlich.

3 Mechanische Eigenschaften desFestbetons

3.1 Allgemeines

Durch das dichte Gefuge erhalt ultrahochfesterBeton sowohl seine hohe Festigkeit als auch eineim Vergleich zu normal- und hochfestem Betonvergroßerte Steifigkeit, ausgedruckt durch denElastizitatsmodul. Bekanntlich, verhalt sich Betonmit steigendem Wert der Festigkeit zunehmendsproder. Dieser Effekt tritt bei ultrahochfestemBeton besonders deutlich in Erscheinung. DurchZusatz von Fasern, z. B. hochfesten Stahlfasern,kann dem jedoch wirksam begegnet werden.Eine erhebliche Verbesserung des Nachbruchver-haltens auf Druck wie auf Zug ist damit moglich,was ein gutmutigeres Verhalten generell und imVersagensfall ein besseres Vorankundigungsver-halten bedeutet. Ferner kann besonders bei Zugbe-

anspruchung die nutzbare Festigkeit erhoht wer-den. Im Vergleich zur sproden Matrix kann dieAktivierung der Fasern, gleichsam als Beweh-rung, ultrahochfestem Beton daruber hinaus einebessere Zuverlassigkeit bei Zugbeanspruchungverleihen. Nachfolgend werden verschiedene me-chanische Eigenschaften des Festbetons disku-tiert, soweit relevant auch im Hinblick auf denEinfluss der Zugabe von Fasern. Hierbei sind je-doch stets die ortliche Verteilung der Fasern sowieihre Ausrichtung zu betrachten, siehe Abschnitt2.7.2. Die Darstellung folgt zum Teil der des Sach-standsberichts Ultrahochfester Beton [22].

3.2 Drucktragverhalten

3.2.1 Ultrahochfester Beton ohne Faserzugabe

Ultrahochfester Beton zeichnet sich gegenubernormal- und hochfestem Beton dadurch aus, dasser sich im einaxialen Druckversuch relativ langebis kurz vor Erreichen der Druckfestigkeit weitge-hend linear elastisch verhalt, bevor sich durchMikrorissbildung der �bergang zum Versagen an-deutet. Dies wurde weitgehend unabhangig vomGroßtkorndurchmesser beobachtet. Der Elastizi-tatsmodul liegt in der Regel im Bereich von 45bis 55 GPa. Durch Bauxitzugabe kann er deutlichbis zu ca. 70 GPa gesteigert werden. Ohne Faser-zugabe erfolgt ein sproder Bruch (s. Bild 13), dersich bei Druckversuchen – wie in Abschnitt 2.7.2dargestellt – sehr oft als explosionsartiges Druck-versagen gestaltet. �hnlich ist dies auch bei hoch-festem Beton bereits ab ca. 90 MPa bekannt.

Der ansteigende Ast der Spannungs-Dehnungs-Beziehung wird durch Faserzusatz wenig beein-flusst. Die Steigerung der Festigkeit ist bei ubli-chen Fasergehalten von bis ca. 2,5% von unterge-ordneter Bedeutung, ebenso der Einfluss auf denE-Modul. Dieser sowie die Dehnung bei Erreichender Festigkeit hangen jedoch deutlich von der Ge-steinskornung ab. Fur Feinkornbeton mit maximal2 mm Großtkorndurchmesser ist typischerweise

133Mechanische Eigenschaften des Festbetons

IX

Bild 13. Spannungs-Dehnungs-Beziehung von UHPC ohneFaserzugabe im einaxialen Druck-versuch

mit 4 bis 4,4 ‰ zu rechnen [54, 55], wahrend beiGrobkorn-Beton um 3,5 ‰ beobachtet wurden.

Im Allgemeinen wird der Wert des Elastizitatsmo-duls von UHPC durch die Formeln nach DIN1045-1 und CEB-FIP Model Code 90 [120] unter-schatzt. Nach an der Universitat Leipzig gewonne-nen Versuchsergebnissen [55] werden folgendeBeziehungen zwischen dem E-Modul Ec und derZylinderdruckfestigkeit fc fur Feinkorn- undGrobkorn-UHPC vorgeschlagen (s. Bild 14).

Feinkorn-UHPC: Ec w 8800 · fc1/3 (2)

Grobkorn-UHPCmit Basaltsplitt: Ec w 10 200 · fc1/3 (3)

mitEc und fc jeweils in N/mm2

Hierbei kann wie in EN 1992 [106, 107] und DIN1045-1

fc w fck S 8 [N/mm2] (4)

angenommen werden.

Die Querdehnzahl (Poisson-Zahl n) wurde furFeinkorn-UHPC im elastischen Bereich zwischen

0,18 und 0,19 ermittelt [56] sowie zu ca. 0,21 beiGrobkorn-UHPC (Basaltsplitt mit 5 bis 8 mmGroßtkorn). Sie liegt damit in der gleichen Gro-ßenordnung wie bei Normalbeton, fur den in derRegel von 0,2 ausgegangen wird. Wie bei derSpannungs-Dehnung-Linie zu erkennen ist, wirdder linear elastische Bereich durch die Bildungvon Mikrorissen erst spat verlassen, was sichauch in einem spaten Anstieg der Querdehnzahlniederschlagt (s. Bild 15). Im Bruchzustand kannmit n w 0,3 gerechnet werden, sofern keine ge-naueren Daten fur die jeweilige Mischung zur Ver-fugung stehen.

3.2.2 Ultrahochfester Beton mit Zugabe vonStahlfasern

Das Nachbruch-Tragverhalten kann durch Zugabehochfester Stahlfasern deutlich verbessert werden.Der ansteigende Ast der Spannungs-Dehnungs-Linie wird dabei jedoch kaum beeinflusst. DerVerlauf des abfallenden Asts wird hingegen starkvon folgenden Parametern beeinflusst:– Fasergehalt,– Fasergeometrie (Lange, Durchmesser), auch

im Vergleich zum Großtkorndurchmesser,– Faserorientierung,– Verbund zwischen Faser und Matrix

(Oberflacheneigenschaften, ggf. Profilierungetc.),

– Steifigkeit der Fasern, speziell bei Fasercock-tails.

Es ist jedoch kaum moglich, den Verlauf der Span-nungs-Dehnungs-Linie im abfallenden Ast durcheinfache Beziehungen vorauszusagen. Daher sindin der Regel fur einen bestimmten ultrahochfestenBeton entsprechende Laboruntersuchungen erfor-derlich. Zu bedenken ist ferner, dass der Faserge-halt wie auch die Faserorientierung in einem Bau-teil ortlich variieren kann und durch den Betona-geprozess beeinflusst wird. Oft orientieren sichdie Fasern beim Betonieren zu einem großen Teilin Fließrichtung, nahe einer Schalflache vorzugs-weise parallel zur Schalung. Bild 16 zeigt exemp-larisch einige gemessene Spannungs-Dehnungs-Linien fur Ductalr [57], gemessen an Prismen100 mm q 100 mm q 200 mm) und nach [10],gemessen an Zylindern 150 mm q 300 mm. Eszeigt deutlich, wie stark das Verhalten im Nach-bruchbereich durch Faserzugabe verbessert undgesteuert werden kann. Allerdings streuen die ge-messenen Spannungs-Dehnungs-Linien im Nach-bruchbereich (abfallender Ast der Spannungs-Dehnungs-Linie) deutlich starker als im aufstei-genden Ast. Bild 17 verdeutlicht dies schematisch.

Bei bis ca. 2 Vol.-% Faserzugabe wurde kein star-ker Einfluss der Faserzugabe auf die Druckfestig-keit beobachtet. Nach [10] konnte bei 2,5 Vol.-%

134 UHPC

Bild 14. Zusammenhang zwischen E-Modul undZylinderdruckfestigkeit [56]


IX

Bild 15. Entwicklung der Quer-dehnzahl n mit steigender Druck-beanspruchung [56]

Bild 16. Spannungs-Dehnungs-Beziehungen im Druckbereich fur UHPC mit Faserzugabe [56, 57]

Bild 17. Spannungs-Dehnungs-Diagramm (schematisch) fur ultrahochfesten Beton im Druckbereichmit Variation des Verhaltens im abfallenden Ast je nach Fasergehalt, Faserart und -orientierung [22]

ein Anstieg der Druckfestigkeit um circa 15% imVergleich zu einer ansonsten identischen Mi-schung ohne Fasern festgestellt werden.

3.2.3 Weitere Einflusse auf die Druckfestigkeit

3.2.3.1 Geometrie der Probekorper undPrufeinrichtung

Im Hinblick auf den Einfluss der Probekorpergeo-metrie liegen uneinheitliche Ergebnisse vor. Ausder Sicht der Werkstoffmechanik steht dahinterder Einfluss der Querdehnungsbehinderung durchdie Lasteinleitungsplatten. Zur Bestimmung derDruckfestigkeit sollten allgemein zylindrischeProbekorper mit einer Schlankheit (Hohe/Durch-messer) von 2 verwendet werden. Der Durchmes-ser sollte mindestens 100 mm betragen. Die fran-zosischen Richtlinien [58] empfehlen Zylindermit Ø 70 mm (H w 140 mm) oder Ø 110 mm(H w 220 mm).

Die hohe Festigkeit von UHPC erfordert es nichtselten, die Probekorperabmessungen an der Kapa-zitat der Prufmaschine zu orientieren. Besondersbei faserfreiem UHPC ist es von besonderer Be-deutung, dass die Probekorperoberflachen planpa-rallel sind und Spannungskonzentrationen durchVerkanten oder Verformung der Belastungsplattevermieden werden.

3.2.3.2 Warmebehandlung

Durch Warmebehandlung kann die Festigkeit vonultrahochfestem Beton gesteigert und die Festig-keitsentwicklung beschleunigt werden. �blichsind Temperaturen um ca. 80 bis 90 hC, die uber1 bis 2 Tage angewandt werden. Nach [10, 25,59] kann eine Warmebehandlung von 90 hC uber48 Stunden bereits zu hoheren Festigkeiten fuhrenals bei Wasserlagerung uber 28 Tage bei 20 hC.Warmebehandlung mit 250 hC beeinflusst nichtnur die Reaktionsgeschwindigkeit im Abbinde-prozess, sondern fuhrt zur Ausbildung andererMineralphasen und damit zu einer Veranderungder Mikrostruktur und ermoglicht es, noch weithohere Festigkeiten zu erzielen.

3.3 Zugtragverhalten

3.3.1 Axiale (zentrische) Zugbelastung

Axiale Zugversuche konnen direkten Aufschlussuber das Zugtragverhalten von ultrahochfestemBeton geben. Um die Zugfestigkeit zu bestimmen,sind Versuche an nicht gekerbten Probekorperngeeignet, wahrend Versuchskorper mit Kerbenzur Bestimmung der Spannungs-Rissoffnungs-Beziehung von ultrahochfestem Faserbeton sinn-voller sind. Letztere wird als charakteristisch furdas Verhalten sproder Werkstoffe bzw. von Werk-stoffen mit entfestigendem Verhalten im Nach-bruchbereich angesehen. Typische Zugfestigkeits-

werte ultrahochfesten Betons liegen im Bereichvon 7 bis 11 MPa. Fehling u. a. [10] sowie Tue/Dehn [56] haben fur Feinkorn- und Grobkornbe-ton ohne Faserzugabe keinen wesentlichen Unter-schied feststellen konnen. Wesentlich beeinflusstwird die Zugfestigkeit jedoch durch die Zugabevon Silikastaub zur Mischung.Ohne Faserzugabe stellt sich auf Zug ein sehrsprodes Versagen ein, sodass ein stabiler abfallen-der Ast im Kraft-Verformungs-Diagramm bzw. imSpannungs-Rissoffnungs-Diagramm nur mit ho-hem Aufwand messtechnisch zu erfassen ist. We-gen der hohen Matrixfestigkeit gehen Risse typi-scherweise auch durch die Gesteinskornung hin-durch und es stellen sich sehr glatte Rissufer ein,sodass kaum Verhakungseffekte eintreten, wiedies bei normalfestem Beton beobachtet wird.Bis zur volligen Trennung der Rissufer wird dahernur eine flachenspezifische Bruchenergie GF inder Großenordnung 50 N/m (Feinkorn-UHPC)bis 100 N/m (Grobkorn-UHPC) benotigt [60].Die Zugabe von Fasern ermoglicht jedoch zumeinen eine hohere Zugtragfahigkeit zu realisierenund zum anderen bei wesentlich großeren Rissoff-nungen noch Krafte uber einen Riss zu halten. DieFasern uberbrucken dabei die Rissufer und sind inder Lage, einen Teil der Matrixzugfestigkeit oderbei gunstigen Verhaltnissen sogar auch Spannun-gen oberhalb dieses Werts zu ubertragen. DieserFall tritt ein, wenn ausreichend viele Fasern hoherFestigkeit in gunstiger Orientierung zu Verfugungstehen. Dann kann gegenuber dem ersten Riss inder Matrix eine Festigkeitssteigerung verzeichnetwerden, d. h., es wird verfestigendes Verhaltenbeobachtet (s. Bild 18). Bild 19 zeigt die Entwick-lung der Spannung mit steigender Rissoffnung beiFallen mit entfestigendem Verhalten. Die Abhan-gigkeit des Nachrissverhaltens von der Faserzu-gabe wird in Bild 20 veranschaulicht. Es sind imGrundsatz die gleichen Parameter, die auch dasNachbruchverhalten bei Druckbeanspruchung be-stimmen (s. o. ).Fur ultrahochfesten Beton hat Leutbecher [61] denMechanismus des Lastabtrags im gerissenen Fa-serbeton beschrieben und weiter untersucht. Bild21 zeigt Versuchsergebnisse, bei denen eine sehrgenaue Messung der Rissoffnung an gekerbtenPrismen vorgenommen wurde. Man erkennt nachReißen der Matrix zunachst einen Ruckgang derKraft (Betonspannung im Riss, bei kleinen Riss-breiten unter 50 mm) gefolgt von einem Anstieg,indem die Stahlfasern aktiviert wurden. Nach vol-ler Aktivierung der Fasertragwirkung erfolgt abeiner bestimmten Rissbreite w0 der Faserauszugmit Ruckgang der von den Fasern durchgeleitetenKraft (hier ab ca. 0,15 mm).Sofern die bei voller Faseraktivierung moglicheKraft bzw. Spannung die Matrixzugfestigkeit (au-ßerhalb des Lasteinleitungsbereichs der Fasern)

136 UHPC


IX

Bild 18. Spannungs-Dehnungs-Beziehung fur axiale Zugbeanspruchung fur UHPC mit Fasern mitzunachst verfestigendem Verhalten (Ductal, Fasergehalt 2%, nach [57])

a) Abmessungen b) Spannungs-Dehnungs-Beziehung c) Rissbild(Anmerkung: ew 1 ‰entspricht ca. 0,2 mmVerlangerung)

Bild 19. Spannungs-Riss-offnungs-Beziehungen furFasergehalte von 0,5 Vol.-%mit nicht verfestigendemVerhalten und 1,5 Vol.-%mit zunachst verfestigen-dem Verhalten; Versuchs-daten fur 20 mm langeFasern und abgeleitetetheoretische Kurve nachGl. (6) [92]

Bild 20. Typisches Span-nungs-Rissoffnungs-Verhalten von UHPC imZugversuch

ubersteigt, konnen weitere Risse entstehen undverfestigendes Verhalten ist moglich. Mit steigen-der Rissbreite ziehen sich die Fasern immer weiterheraus und die Einbettungslange wird reduziert,was zu einer Abnahme der von den Fasern auf-nehmbaren Kraft fuhrt. Typischerweise offnetsich dann beim zentrischen Zugversuch ein Risssehr stark und die aufnehmbare Spannung falltab, sodass an anderen Stellen langs des StabesEntlastung stattfindet. Es findet somit eine Lokali-sierung der Verformungen statt. Bei langen Bau-teilen kann dies eine erhebliche Einschrankungder Verformungsduktilitat bedeuten.

Das experimentell beobachtbare Rissoffnungs-Verhalten wird in Bild 22 mithilfe der folgenden

Modellvorstellung weiter erlautert. Wahrend dieBetonmatrix entfestigt, im Bild vereinfachend alslinear mit der Rissoffnung abnehmende Beton-spannung angenommen, wird die Fasertragwir-kung immer mehr geweckt. Unterstellt man, dassdie Haftung der Faser an der Matrix bereits uber-wunden worden ist, so tritt auf einer sukzessivsteigenden Lange der Faser Schlupf ein und eswerden Reibungs-Verbundspannungen geweckt.Daraus folgt ein Anstieg der von den Fasern auf-genommenen Kraft mit einer Wurzelfunktion, bisdie maximal mogliche Einbettungslange aktiviertist:

scf wscf0 2

ffiffiffiffiffiffiw

w0

rs

w

w0

� �(5)

138 UHPC

Bild 21. Phasen des Kraftabtrags: nach Matrixentfestigung Faseraktivierung gefolgt von Faserauszug,dargestellt fur zwei verschiedene Faserwirksamkeiten [61]

Bild 22. Modellhafte Darstellung der �berlagerung von Matrixentfestigung und Faseraktivierung [61](1) Faserverstarkter UHPC mit verfestigendem Verhalten nach Erstrissbildung (scf0 i sicf,cr)(2) Faserverstarkter UHPC mit entfestigendem Verhalten nach Erstrissbildung (scf0 I sicf,cr)

mit

scf0 Faserwirksamkeit

w aktuelle Rissbreite

w0 Rissbreite bei Erreichen der Faser-wirksamkeit

Dabei wird eine konstante Reibungs-Verbund-spannung vorausgesetzt (starr-plastischer Ver-bund). scf ist die aktuell von den Fasern ubertra-gene Brutto-Betonspannung, scf0 die Faserwirk-samkeit, d. h. die maximal von den Fasern ermog-lichte Brutto-Betonspannung. Dieser Begriff gehtzuruck auf die Arbeiten von Pfyl [123] zur Model-lierung von Faserbeton. �blich ist auch der Be-griff Nachrisszugfestigkeit, der in erster Linievon Faserbeton im normalfesten Bereich stammt,wo bei den ublichen Faserzugabemengen die Fa-serwirkung in der Regel nicht ausreicht, die Span-nung auf dem Niveau der Matrixzugfestigkeit zuhalten. Bild 22 zeigt auch, dass durch die �berla-gerung oder Parallelschaltung der entfestigendenMatrix und der Faseraktivierung, die bei kleinenRissbreiten stark ansteigende Spannungen ergibt,ein Spannungsmaximum si

cf,cr existieren kann.Ein ahnliches Verhalten wurde von Holmberg[62, 63] beobachtet, der bei hochbewehrten Stahl-betonzuggliedern einen starkeren Anstieg derRisskraft feststellen konnte, als es mit dem Ver-haltnis der ideellen zur Netto-Querschnittsflacheerklart werden kann.

Bei einer Faser, die auf halber Lange senkrechtden Riss kreuzt, ist die maximal zur Verfugungstehende Einbettungslange gleich der halben Fa-serlange lf. Diese soll nachfolgend als Modellfaser

bezeichnet werden. Bei weiterer Rissoffnung be-ginnt der Auszug der Modellfaser aus der Matrixmit der Konsequenz linearer Abnahme der Fa-serspannung mit dem weiteren Ausziehweg(Schlupf) bei konstant angenommener Verbund-spannung an der Faseroberflache. Nimmt manan, dass die eine Einbettungslange minimal klei-ner ist als auf der anderen Seite, so wird sich aufdieser Seite die Faser herausziehen, wahrend sieauf der etwas langeren Seite in der Matrix veran-kert bleibt. Als Grenzfall ist also bei einer Riss-breite entsprechend der halben Faserlange damitdie Faserwirkung beendet, d. h. scf (ww lf/2)w 0.

Fur Faserbeton ist jedoch nicht allein das Verhal-ten der Modellfaser entscheidend, sondern die Ge-samtheit aller Fasern, die den Riss unter streuen-den Winkeln sowie mit streuenden Einbettungs-langen auf beiden Seiten des Risses kreuzen. Da-her wird mit Beginn des Faserauszugs dieKraftabnahme mit steigender Rissoffnung starksein, wahrend bei großen Rissoffnungen schoneine Vielzahl von Fasern auf einer Seite des Rissesvollstandig herausgezogen ist. Bei großen Rissoff-nungen andert sich scf also nicht mehr stark. Dieskann durch eine quadratische Abnahme der derFaserwirkung zuzuschreibenden Brutto-Beton-spannung scf mit der Rissbreite erfasst werden:

scf wscf0 � 1s2w

lf

� �2

(6)

Die Gln. (5) und (6) finden sich in Arbeiten von Li[64], Pfyl [123], Behloul [65, 99], Jungwirth [66]und Leutbecher [61] und gelten fur Faserbetongenerell und speziell fur ultrahochfesten Faserbe-ton. Es hat sich gezeigt, dass die ursprunglich fur


IX

Bild 23. Faserwirksamkeit in Ab-hangigkeit des durch optischeAnalyse gemessenen Fasergehalts(Fasern lf/df w 20/0,25 mm) [92]

ausschließlich in Zugrichtung orientierte Fasernabgeleitete Spannungs-Rissoffnungs-Beziehungund damit die Form des in Bild 22 gezeigten Kur-venverlaufs grundsatzlich auch fur die Wirkungder Gesamtheit aller Fasern mit beliebigen Riss-kreuzungswinkeln gilt. Allerdings ist dann derWert der Faserwirksamkeit scf0 entsprechend an-zupassen, was am besten auf der Basis von Ver-suchsergebnissen geschieht.

Versuchsergebnisse aus Delft [67] und Kassel [61,68] belegen, dass die Faserwirksamkeit sich imBereich von 0h bis 60h Abweichung von der Riss-normalen wenig andert. Dies kann dadurch erklartwerden, dass die Fasern sich bei steigender Riss-offnung im Riss in Verformungsrichtung ausrich-ten und an den Rissufern gebogen werden. Durchdie zusatzliche Reibung infolge des Anpress-drucks zwischen Faseroberflache und Matrix imBereich der Biegung kann sogar eine hohere Span-nungsaufnahme moglich werden, sofern die Mat-rix nicht durch lokales Abplatzen geschadigtwird. Letzteres scheint auch im Hinblick auf denunterproportionalen Anstieg der Faserwirksam-keit mit dem Fasergehalt eine Rolle zu spielen(vgl. Bild 23).

3.3.2 Biegezugfestigkeit

Zur Bestimmung von Zugfestigkeitseigenschaftenwerden oft Biegezugversuche bevorzugt, weil sieeinfach auch mit einer Druckprufmaschine durch-zufuhren sind und keine aufwendigen Vorrichtun-gen zur Krafteinleitung benotigen. Hinweise zurHerstellung der Prufkorper und zur Prufung ent-halt Abschnitt 2.7.2.

Bei Versuchen in Kassel [25] mit nicht gekerbtenVersuchskorpern aus UHPC ohne Fasern wurdefestgestellt, dass die Biegezugfestigkeit fur Pris-men mit Abmessungen von 40 mm q 40 mm q160 mm 13 bis 17 N/mm2 betragen kann, wahrendmit der gleichen Mischung bei Biegebalken mit

150 mm q 150 mm q 700 mm Werte im Bereichvon 7 bis 10 N/mm2 [10, 69] erhalten werden. Eskann somit ein signifikanter Maßstabseffekt be-obachtet werden, der in erster Linie auf bruchme-chanische Effekte zuruckgefuhrt werden kann.

Wenn Fasern zugegeben werden, stellt sich nachRissbildung insgesamt ein weniger sprodes, na-hezu plastisches Verhalten ein, sodass es zu einergunstigeren Biegespannungsverteilung kommt.Damit wird die gemessene Biegezugfestigkeitfct,fl w Mu/W großer. Es konnten je nach Mi-schungszusammensetzung Werte im Bereich von15 N/mm2 bis 40 N/mm2 verzeichnet werden. Da-bei uberlagert sich dem bruchmechanischen Maß-stabseffekt die Beeinflussung der Faserorientie-rung durch die Nahe zu den Schalflachen, wassich bei kleinen Probekorperabmessungen beson-ders auswirkt.

Fur die in Bild 24 zugrunde gelegten Ergebnisseerfasst Gl. (7) diesen Zusammenhang fur Prismenmit quadratischem Querschnitt.

fct,fl w 15 � 200

h

� �0,45fur h J 200mm (7)

mit

h Dicke der Probekorpers (Quadratquerschnitt)[mm]

fct,fl Biegezugfestigkeit [MPa]

Grundsatzlich denkbar ist die �bertragung dieserBeziehung auf andere ultrahochfeste Faserbetone,sofern sie am Zugfestigkeitswert bei einer be-stimmten Bauteildicke skaliert wird.

Zur Bestimmung der Biegezugfestigkeit eignensich ungekerbte Probekorper am besten. GekerbteProbekorper sind zur Ermittlung der Spannungs-Rissoffnungs-Beziehung sinnvoll. Nach [58]wird zur Bestimmung der Zugfestigkeitseigen-schaften von UHPC Folgendes empfohlen:

140 UHPC

Bild 24. Abhangigkeit derBiegezugfestigkeit von derBauteildicke fur UHPC mit2 Vol.- % Faserzugabe,fck w 160 bis 180 MPa (nach[70])

– 4-Punkt-Biegeversuche zur Bestimmung derBiegezugfestigkeit mit ungekerbten Probe-korpern. Die axiale (zentrische) Zugfestigkeitkann uber einen Korrekturfaktor zur Beruck-sichtigung des Maßstabseffekts bestimmtwerden.

– 3-Punkt-Biegeversuche mit gekerbten Probe-korpern zur Bestimmung des Beitrags der Fa-sern in einem gerissenen Querschnitt. In denfranzosischen Empfehlungen wird dazu eineMethode zur Ruckwartsidentifikation angege-ben, um auf eine Spannungs-Rissoffnungs-Beziehung zuruckzurechnen.

Die AFGC-Empfehlungen sehen vor, Prismen mitquadratischem Querschnitt zu verwenden, derenLange 4-mal der Querschnittsdicke a entspricht(L w 4a). Die Stutzweite sollte 3a betragen. DieDicke der Zone mit vorzugsweise randparallelerFaserausrichtung nimmt mit der Faserlange lf zu,sodass die Wahl der Probekorperdicke davon ab-hangig wie folgt empfohlen wird:– Prisma 70 mm q 70 mm q 280 mm

fur lf J 15 mm

– Prisma 100 mm q 100 mm q 400 mmfur 15 I lf J 20 mm

– Prisma 140 mm q 140 mm q 560 mmfur 20 I lf J 25 mm

– Prismen mit Breite und Hohe a i 5 lffur lf i 25 mm

Die Stahlfaserrichtlinie des Deutschen Ausschus-ses fur Stahlbeton [51] arbeitet mit einem 4-Punkt-Biegeversuch mit Balkenabmessungenvon b/d/L w 150/150/700 mm (s. Bild 25).

Die Auswertung der Versuche nach der DAfStb-Richtlinie basiert im Hinblick auf die Restzugfes-tigkeit auf Umrechnungsfaktoren, die die Ab-schatzung der zentrischen Nachrisszugfestigkeitaus der Nachriss-Biegezugfestigkeit erlauben. Dabei UHPC sehr oft deutlich kleinere Querschnitts-dicken als 15 cm zum Einsatz kommen, ist in die-sen Fallen die Verwendung entsprechend dunnererProbekorper sinnvoll. Gerade im Hinblick auf dieBiegezugfestigkeit ist der Einfluss der schalungs-parallelen Faserausrichtung in den Randbereichenvon großer Bedeutung.


IX

Bild 25. Standardversuch nach DAfStb-Richtlinie Stahlfaserbeton [51]

Bild 26. Einfluss und Zu-sammenwirken von Stahl-und PVA-Fasern auf dasNachrissverhalten [69]

Das Zusammenwirken von Fasern unterschiedli-cher Geometrie oder aus unterschiedlichen Werk-stoffen (außer Stahl z. B. Polyvinylalkohol) insog. Fasercocktails kann Vorteile im Hinblick aufdie Biegezugfestigkeit und die Bruchenergie ha-ben. Hierbei konnen sich die in unterschiedlichenVerformungsbereichen aktiven Faserbewehrun-gen sinnvoll erganzen [43, 67, 69, 126]. So sinddie dehnweicheren PVA-Fasern bei großeren Riss-offnungen effektiv, wahrend Stahlfasern bereitsbei kleinen Rissoffnungen aktiviert werden (Bild26), s. auch Abschnitt 3.10.

3.3.3 Ableitung der zentrischen Zugfestigkeit ausder Druckfestigkeit

EN 1992 gibt fur hoherfeste Betone ab C 50/60vorsichtigere Beziehungen an als fur normalfesteBetone. Die bisherigen Ergebnisse fur UHPCrechtfertigen jedoch die Verwendung der Bezie-hung

fctm w 0,3 fck(2/3) (8)

und

fctk,0,05 w 0,7 fctm (9)

wie fur Normalbeton. Der so bestimmte Wert derZugfestigkeit bezieht sich auf die Matrixzugfes-tigkeit. Bei Faserbeton mit ausreichend großer Fa-serzugabe kann jedoch die Faserwirksamkeit deut-lich uber demWert der Matrixzugfestigkeit liegen.

3.3.4 Ableitung der zentrischen Zugfestigkeit ausBiegeversuchen

Die franzosische Richtlinie AFGC/SETRA [58]verwendet eine leicht abgewandelte Beziehungaus dem Model Code 90, um die zentrische Zug-festigkeit aus der Biegezugfestigkeit abzuleiten(Gl. 10):

fct w fct,fl,el �2 � h

h0

� �0,7

1S 2 � h

h0

� �0,7 (10)

mit

h0 w 100 mm

h Prismenhohe [mm]

fct,fl,el Randspannung bei Biegerissbildung(Elastizitatsgrenze) [MPa]

Gl. (10) bezieht sich auf die Randspannung beiBildung des ersten Risses bzw. auf die Elastizitats-grenze. Sie orientiert sich damit an der Kapazitatder Betonmatrix, wurde jedoch ursprunglich furdie Biegezugfestigkeit, also die nominelle Biege-spannung bei Erreichen des maximalen Biegemo-ments abgeleitet.

Bei ultrahochfestem Faserbeton mit ausreichendstarker Faserbewehrung kann die Faserwirkungdie Biegezugfestigkeit bestimmen. Dann ist je-doch nicht derselbe bruchmechanische Maßstabs-effekt zu erwarten. Es waren dann andere Umrech-nungsfaktoren anzusetzen. Hierfur kann dieDAfStb-Richtlinie fur Faserbeton herangezogenwerden. Dort wird ein Umrechnungsfaktor von0,37 angegeben, mit dem die Nachrissbiegezug-festigkeit zu multiplizieren ist.

3.3.5 Spaltzugfestigkeit

Zur Bestimmung der Zugfestigkeit aus Spaltzug-versuchen sollten Zylinder mit einer Schlankheitlw d/hw 2 und einem Durchmesser von mindes-tens 100 mm verwendet werden.

Aufgrund der bisherigen Ergebnisse kann gesagtwerden, dass die Spaltzugfestigkeit von ultra-hochfestem Beton ohne Fasern in etwa der zentri-schen Zugfestigkeit entspricht. Fur faserhaltigenUHPC liegen bisher erst wenige Ergebnisse vor[71].

3.3.6 Einfluss der Fasergeometrie und derFaserorientierung auf das Verhalten vonUHPC unter Zugbeanspruchung

Wie bereits dargestellt, hangt das Nachrissverhal-ten von UHPC von Fasergehalt, Fasergeometrieund Faserausrichtung ab. Fasergehalt und Faser-orientierung konnen in einem Bauteil ortlichstreuen, was in erster Linie vom Betoniervorgang(Betonierrichtung und Verlauf, Fließen des Betonsin der Schalung) zusammenhangt. Die sachge-rechte Wahl der Schalung und des Betoniervor-gangs bietet zudem die Moglichkeit, die Faserver-teilung und -orientierung im Bauteil so zu beein-flussen, dass die Fasern sich moglichst optimalan der Lastaufnahme beteiligen, siehe auch Ab-schnitt 2.7.2.

In Biegezugversuchen am iBMB der TU Braun-schweig [72] wurden vergleichende Untersuchun-gen zum Verhalten von UHPC mit langen Fasern(30 mm) und kurzen Fasern (ca. 13 mm) durchge-fuhrt. Dabei wurde ein Grobkornbeton mit 8 mmGroßtkorndurchmesser und einem Fasergehaltzwischen 80 und 120 kg/m3 verwendet (s. Bild27). Wahrend im Bereich kleiner Verformungenahnlich gute Werte fur beide Varianten erzielt wer-den konnten, nimmt die Leistungsfahigkeit beikurzen Fasern bei steigernder Verformung – unddamit steigender Rissoffnung – schneller ab.

Bernier und Behloul [76] untersuchten den Ein-fluss der Faserorientierung auf die Biegezug-festigkeit und das Nachrissverhalten von ultra-hochfestem Beton, indem der Beton durch Trenn-gitter hindurchfließen musste und somit die bevor-zugte Faserausrichtung gezielt eingestellt werden

142 UHPC

konnte. Aus den Ergebnissen in Bild 28 ist erkenn-bar, dass im Fall (uw 90h), bei dem praktisch alleFasern in Zugrichtung liegen, die hochste Biege-zugfestigkeit erreicht wird, wahrend im unguns-tigsten Fall (uw 0h, Fasern senkrecht zur Zugrich-tung) sogar eine trennende Wirkung der Fasernfeststellbar war. Hier liegt die Biegezugfestigkeitsogar unter der einer reinen Betonmatrix.

Der Effekt der Faserorientierung nach Fließen desFaserbetons durch die Trenngitter kann als Erkla-rung der bevorzugt schalungsparallelen Ausrich-tung in Schalungsnahe herangezogen werden. Erhat demnach auch zur Konsequenz, dass bei klei-nen Probekorperdicken oder -breiten insgesamt

eine bevorzugte schalungsparallele Ausrichtungentstehen kann.

Tabelle 2 zeigt Versuchsergebnisse [10] mit ultra-hochfestem Beton, der nahezu selbstverdichtendeEigenschaften aufwies. Dabei richten sich die Fa-sern uberwiegend horizontal aus. Innerhalb derVersuchsserie wurde die Ausrichtung der Probe-korper beim Betonieren variiert. Aus Tabelle 2 las-sen sich erhebliche Unterschiede bei unterschied-licher Lage wahrend des Betoniervorgangs able-sen, da bei den stehend hergestellten Probekorperndie Fasern wahrend der Belastung dann uberwie-gend senkrecht zur Kraftrichtung orientiert waren.Wie oben gezeigt, ist bei Beanspruchung senk-


IX

Bild 27. Spannungs-Durchbiegungs-Kurve beiUHPC Biegebalken mitkurzen und langen Fasern

Bild 28. Einfluss der Faserorientie-rung auf die Biegezugfestigkeitund Duktilitat (nach [76])

recht zur vorherrschenden Faserausrichtung einegeringere Zug- bzw. Biegezugfestigkeit zu erwar-ten, als wenn die Fasern uberwiegend in Kraftrich-tung ausgerichtet sind. Neben der Zugfestigkeitwurde auch die spezifische Bruchenergie Gf,10%

erfasst. Fur diesen Parameter wurde die Flache un-ter der Spannungs-Rissoffnungs-Kurve bis zueiner Restfestigkeit von 10% ausgewertet.

Es sind also stets außer der Probekorper- bzw. Bau-teilgeometrie die Bauteilausrichtung beim Betonie-ren und der vollstandige Herstellungsvorgang, be-sonders im Hinblick auf die Fließrichtung beim Be-tonieren von Bedeutung. Diese Informationen soll-ten daher stets angegeben werden, da ansonsten dieReproduzierbarkeit der Ergebnisse und die Ver-gleichbarkeit nicht gegeben sein konnen.

3.3.7 Transformation der Spannungs-Rissoffnungs-Beziehung in eineSpannungs-Dehnungs-Linie

Bei entfestigendem Verhalten ist die Spannungs-Dehnungs-Linie bei axialem Zug wegen der statt-findenden Lokalisierung der Verformungen aufeinen sich weit offnenden Riss nicht mehr eindeu-

tig. Sie wurde beispielsweise bei dem gleichen Fa-serbeton bzw. allgemein bei gleichem Werkstoffvon der Bezugslange abhangig. Je langer das Bau-teil ist, desto weniger kann eine lokale Verformung(Verlangerung) das Gesamtverhalten bestimmen.Damit kann fur entfestigende Faserbetone keineeindeutige Spannungs-Dehnungs-Linie angegebenwerden. Fur Werkstoffe mit verfestigendem Ver-halten existiert nur bis zum Beginn des Entfesti-gens eine eindeutige Spannungs-Dehnungs-Linie.

Um dennoch ultrahochfesten Beton und insbeson-dere ultrahochfesten Faserbeton charakterisierenzu konnen, ist die Angabe einer Spannungs-Riss-offnungs-Beziehung moglich. Bei Bezug auf eineim jeweiligen Fall interessierende Lange lst kanndiese jedoch auf eine Spannungs-Dehnungs-Linieumgerechnet werden. Außer der Rissoffnung ge-hen dabei auch die Dehnungen außerhalb des Ris-ses ein, die innerhalb der Lange lst existieren. DieDehnungen am Rissufer konnen aus der Spannunginfolge der Faserwirkung scf im Riss sowie amEnde des Intervalls lst bestimmt und es kann einemittlere Dehnung abgeschatzt werden:

ecm scf wð Þð Þw w

lstS ec,st (11)

144 UHPC

Tabelle 2. Zugfestigkeit und Bruchenergie in Abhangigkeit von der Lage beim Betonieren [10]

Proben-alter

Einaxialer Zug Biegezug

Probekorper Prisma160 q 40 q 40 mm

Balken700q 150q 150 mm

Nachbehandlung 90h 90h 90h

Betonierrichtung liegend stehend liegend stehend liegend stehend

BruchenergieGF,10% [N/m] **)

7d28d28d *)

16 75714 55517 014

9993 20 10018 05219 820

15 097 20 35519 892

14 543

Zugfestigkeitfct [N/mm2]

7d28d56d

14,213,317,7

7,86 34,035,736,3

22,51 22,122,222,1

17,6

*) Proben mit 25 Tagen Warmebehandlung bei 90 hC**) Bruchenergie bei Integration bis zum Erreichen einer Resttragfahigkeit von 10% der Maximaltragfahigkeit

mit

ecm mittlere aquivalente Dehnung desFaserbetons innerhalb der Lange lst

ec,st mittlere aquivalente Dehnung desFaserbetons innerhalb der Lange lst,jedoch außerhalb des Risses

ec,st w1

Ec,secbst � sce S 1sbstð Þ � scf wð Þ½ � (12)

scf wð Þ nominelle (Beton-)Spannung infolge derKraftubertragung durch Faserwirkung imRiss, scf (w) in Abhangigkeit von derRissbreite w

lst interessierende strukturelle Lange

Ec,sec Sekanten-Elastizitatsmodul(aus Entlastung nach Zugbelastung)

bst Volligkeitsbeiwert der Spannungs-verteilung uber die Lange;darf ublicherweise zu bst w 0,6angenommen werden (vgl. Bild 29)

sce Spannung am Ende der interessierendenLange lst bzw. in einer Entfernungvon lst=2 vom Riss

Im Fall des Biegebalkens folgt die Spannungsan-derung zwischen dem Spannungswert am Riss scf

und am Ende des Bereichs aus dem Scheibenspan-nungszustand neben dem Riss. Bei Kombinationvon Stabstahl und Fasern als Bewehrung leitetauch der Betonstahl Spannungen ein, wofur aller-

dings eine gewisse, im Fall von UHPC jedochkurze, Einleitungslange im Millimeterbereich be-notigt wird.

Fur lst sind je nach Fragestellung unterschiedlicheLangen anzusetzen. Fur Bauteile ohne stabfor-mige Bewehrung kann die Gesamtlange der D-Be-reiche zu beiden Seiten des Risses nach dem Prin-zip von de Saint-Venant zugrunde gelegt werden:

lst J 2 � h (13)

wobei:

h Querschnittsdicke

Fur Bauteile mit gemischter Bewehrung aus Sta-ben und Fasern ist der mittlere Rissabstand maß-gebend:

lst w srm (14)

mitsrm mittlerer Rissabstand

Wenn Verformungslokalisierung in einem Rissnach Beginn des Fließens der Bewehrung beruck-sichtigt werden muss, kann die strukturelleLange lst je nach verwendeter Modellierung ge-wahlt werden (Diskrete Rissmodellierung bzw.verschmierte Betrachtung der Risse).

Fur den Fall einer konstanten Verteilung der Span-nungen in Langsrichtung folgt sce wscf wð Þ, alsoauch

ec,st wscf wð ÞEc,sec


IX

Bild 29. Schema des Verlaufs der Betonrand-spannungen im Bereich um einen Riss imFaserbeton, dargestellt am Beispiel eines Biege-balkens

3.3.8 Zusammenwirken von Faser- undStabbewehrung

Sofern es die Bauteildicke erlaubt, ist die Kombi-nation von stabformiger Bewehrung und Faserbe-wehrung in okonomischer und okologischer Sichtinteressant, da fur die Herstellung dunner Fasernviel Energie benotigt wird und ein hoher Ziehmit-teleinsatz notig ist. Leutbecher [61] hat gezeigt,dass auf diese Weise mit begrenztem Einsatz vonFasern (Zugabe bei oder unter 1 Vol.-%) und ma-ßigem Gebrauch von Stabstahlbewehrung ein gut-mutiges Verhalten von Zugstaben erreicht wirdund Rissbreiten auf Werte unter 0,1 mm begrenztbleiben.

Ein mechanisches Modell [61] auf der Grundlagevon Vertraglichkeit und Gleichgewicht im Riss-querschnitt erlaubt eine zuverlassige Bestimmungder aufnehmbaren Krafte bei kombiniert bewehr-ten UHPC-Querschnitten sowie der Rissbreiten.Das Kraft-Verformungsverhalten weist in weitenBereichen eine praktisch konstante Mitwirkungdes Faserbetons auf, die deutlich starker ausge-pragt ist, als die von Stahlbeton ohne Fasern be-kannte Mitwirkung des Betons zwischen den Ris-sen (s. Bild 30).

Kombiniert bewehrte Bauteile verhalten sich alsogewissermaßen „plastisch“, obwohl der Beweh-rungsstahl noch nicht zu Fließen begonnen hat.Wegen der geringen Rissbreiten ist in der Regelnicht mit einer ausgepragten Verformungslokali-sierung in einem Riss zu rechnen. Dieses Verhal-ten bleibt praktisch ohne Einschrankung bis zurFließgrenze bestehen, was bei hochfesten Stahlenweit uber 5 ‰ bedeuten kann. Die nicht zu ver-meidenden Streuungen hinsichtlich Faservertei-lung und Faserorientierung machen sich beson-

ders bei langen Bauteilen daher wesentlich weni-ger bemerkbar als bei Faserbeton ohne Stabstahl,wo eine ortliche Schwachstelle die Dehnfahigkeiteines langen Bauteils sehr schnell begrenzenkonnte.

Nach Fließbeginn des Stabstahls kann eine Verfor-mungslokalisierung in einem einzigen Riss leich-ter eintreten, wenn die negative Tangentensteifig-keit des Faserbetons mit Auszug der Fasern (abfal-lender Ast der Spannungs-Rissoffnungs-Bezie-hung) nicht mehr durch eine ausreichend großeSteifigkeit der nun plastizierenden Stabstahlbe-wehrung kompensiert werden kann.

3.4 Schwinden

In Bild 31 wurde das Schwinden der in Tabelle 1angegebene Referenzbetone M2Q (feinkornig)und B5Q (grobkornig) des SPP vergleichend ankonservierten Proben und an Proben, die in derKlimakammer bei 20 hC und 65% relativeFeuchte frei austrocknen konnten, gepruft. Die Er-gebnisse sind in Bild 31 gegenubergestellt. Pruf-beginn war ein Tag nach der Herstellung.

Beim feinkornigen UHPC mit einem Wasserze-mentwert von 0,20 und einem Wasser-Bindemit-telwert (aquivalenter w/z-Wert) von 0,17 warender Schwindverlauf und das Gesamtschwindmaßder beiden unterschiedlich gelagerten Serien mitetwa 0,35 mm/m identisch. Das heißt, dass die ge-messene Verformung bei diesem w/b-Wert aus-schließlich auf hydratationsbedingtes autogenesSchwinden zuruckzufuhren war.

Der Schwindverlauf und das Schwindmaß deskonservierten grobkornigen UHPC waren biszum Alter von 200 Tagen vergleichbar mit der

146 UHPC

Bild 30. Last-Verformungs-Verhalten von mit hochfesten Stabstahlen St 1470/1620, ds w 12 mm und 17 mmlangen Fasern (Fasergehalte: 0,9; 1,45 und 2,0%) bewehrten UHPC-Zugkorpern; a) Stahlspannungs-Deh-nungs-Beziehung, b) Mitwirkungsanteil des Faserbetons

feinkornigen MischungM2Q. Konnten die Probenaustrocknen, so kam zum autogenen Schwindenein signifikanter Anteil an Trocknungsschwindenhinzu. Dies durfte auf den hoheren w/z-Wert von0,24 dieser Mischung zuruckzufuhren sein, dader Wasser-Bindemittelwert mit 0,19 kleiner warals bei der feinkornigen Vergleichsmischung.Dies bestatigt zugleich, dass der Silikastaub beiWasserlagerung uberwiegend nur physikalischals Fuller wirkt. Zudem deuten die Ergebnisse da-rauf hin, dass sich bei diesem w/z-Wert bereitserste Kapillarporen bilden und damit ein wesentli-ches Merkmal des UHPC – der sehr hohe Diffu-sionswiderstand – abnimmt.

Die vorstehenden Untersuchungen beganneneinen Tag nach der Herstellung der Prufkorper.Bei Normalbeton ist dies ublich, weil die Hydrata-tion deutlich langsamer ablauft. Bei UHPC wird

nach dieser Zeit bereits eine Druckfestigkeit von50 bis 60 N/mm2 erreicht – d. h. die Reaktionund das damit korrelierende autogene Schwindenlaufen wesentlich schneller ab. In [93] wurde dasSchwinden von Beginn der Hydratation an ineinem sog. „Schwindringversuch“ verfolgt. InBild 32 sind beispielhaft der Schwindverlauf unddie gemessenen Schwindspannungen in den ersten24 Stunden dargestellt. Hier wurde an der Mi-schung M2Q (Mischung 1A in Bild 32) bereitsnach einem Tag eine Schwindverkurzung von ca.0,7 mm/m festgestellt.

Fur die Bemessung von Bauteilen aus nichtwarmebehandeltem, kapillarporenfreiem UHPC(w/b-Wert J 0,22 und w/z-Wert J 0,27) kann jenach Zementgehalt und Zusammensetzung voneinem Gesamtschwindmaß von rd. 0,6 bis0,9 mm/m ausgegangen werden.


IXBild 31. Schwinden des a) grobkornigen UHPC B5Q [93] und b) des feinkornigen UHPC M2Q [91],gemessen an konservierten und an bei 20 hC/65% r. F. frei austrocknenden Probekorpern

Bild 32. Schwindverlauf undSchwindspannungen in den ersten24 Stunden festgestellt im Schwind-ringversuch an einem feinkornigenUHPC (nach [93])

3.5 Kriechen

�hnlich wie das Schwinden kann Kriechen durcheine vorangegangene Warmebehandlung stark re-duziert werden. Als erste grobe Orientierung kon-nen folgende Großenordnungen angegeben wer-den:– Endkriechzahl fur UHPC ohne Warme-

behandlung @ w 0,6 ... 1,4– Endkriechzahl fur UHPC mit Warme-

behandlung (ca. 70 hC ... 90 hC) @w 0,2 ... 0,4

Fur ultrahochfesten Beton ohne Warmebehand-lungen zeigen Untersuchungen in Leipzig [83]und Karlsruhe [84] deutlich erhohte Kriechzahlenim Vergleich zu dem, was nach anerkanntenKriechtheorien zu erwarten ware. UltrahochfesterBeton kriecht andererseits weniger stark als hoch-fester Beton. Bild 33 zeigt Ergebnisse, erhalten anunversiegelten Prufzylindern mit 100 mm Durch-messer bei Normklima und einem Belastungsni-veau von 30% der Kurzzeitfestigkeit bei unter-

schiedlichem Betonalter bei Belastungsbeginn imVergleich zu der Vorhersage nach DIN 1045-1.

Nach [83] ist der Trocknungs-Kriechanteil im Ver-gleich zu weniger festen Betonen gering, was ver-mutlich auf die starke Behinderung des Transportsvon Kapillarwasser wegen des dichten Mikrogefu-ges zuruckzufuhren ist. Ein weiterer Grund kannin der ausgepragten Selbstaustrocknung vonUHPC liegen.

Lineares Kriechen wurde in [84] bis zu ca. 60%der Kurzzeitfestigkeit (Betonalter 28 Tage bei Be-lastungsbeginn) beobachtet, wahrend bei dieserSpannungsausnutzung fur fruheren Belastungsbe-ginn bereits deutliche Nichtlinearitat festgestelltwird. Dies kann jedoch anscheinend auf die zudiesen fruhen Phasen noch nicht voll ausgepragteBetonfestigkeit zuruckgefuhrt werden.

3.6 Mehraxiale Beanspruchung

Zur Bestimmung der zweiaxialen und dreiaxialenFestigkeit wurden interessante Versuche in einemMehrachsen-Prufstand durchgefuhrt (Bild 34a).Die Belastung erfolgte uber Bursten, um die Quer-dehnungsbehinderung so klein wie moglich zuhalten. Die Versuchsergebnisse zeigen, dass dieFestigkeitserhohung bei zweiaxialem Druck weni-ger ausgepragt ist als bei Normalbeton. Somit dur-fen fur UHPC die bei Normalbeton ublichen An-satze, denen eine Festigkeitserhohung bei mehr-axialer Belastung zugrunde liegt, nicht ohne Wei-teres ubernommen werden (s. Bild 34). Beidreiaxialer Beanspruchung erfolgt mit zunehmen-dem Druck in der dritten Richtung (ab ca. 6 bis9%) ein �bergang von sprodem zu duktilem Ver-halten, wie das Diagramm in Bild 35b zeigt [73].

3.7 Ermudungsverhalten

Zum Ermudungstragverhalten liegen mittlerweileumfangreiche Ergebnisse aus verschiedenenQuellen vor. Untersuchungen von Bunje [10, 54]

148 UHPC

Bild 33. Kriechzahlen fur UHPC in Abhangigkeitvom Betonalter bei Belastungsbeginn im Vergleichzur Vorhersage nach DIN 1045-1

Bild 34. Verhalten verschiede-ner Betone im Druck-Druck-Bereich [73]

an ultrahochfestem Faserbeton sind in Bild 36 dar-gestellt und mit Ergebnissen fur Normalbetonnach Klausen [79] verglichen. Danach war im Hin-blick auf die ertragbaren normierten (auf die Kurz-zeitfestigkeit bezogenen) Schwingbreiten kein

wesentlicher Unterschied zu Normalbeton fest-stellbar. Weitere Versuche an ultrahochfestem Be-ton ohne Fasern zeigten zwar ebenfalls ahnlichesVerhalten, jedoch mit großeren Streuungen.


IX

Bild 35. a) Prufmaschine bei einem dreiaxialenVersuch, b) Bruchwerte in der Rendulic-Ebene undSpannungs-Dehnungs-Verhalten auf dem Druck-meridian [73]

Bild 36. Wohler-Diagramm furgrobkornigen UHFB mit Fasern[10, 54]

Neuere Untersuchungen vonWefer [80] in Hanno-ver mit ca. 200 einstufigen Wohler-Versuchenzeigten ahnliche, jedoch leicht gunstigere Ergeb-nisse. Danach konnte kein signifikanter Unter-schied zwischen ultrahochfestem Beton ohne Fa-serzugabe und mit Zugabe von 2,5 Vol.-% Fasern(Lange 9 mm, l/d w 60) festgestellt werden. Furein Unterspannungsniveau von Su w 0,05 wurden88 Versuche ausgewertet, wie Bild 37 zeigt. An-statt einer direkten Regression der Mittelwerteder Versuche schlagtWefer vor, eine lineare Anna-herung zu verwenden, die durch die bezogeneOberspannung So w 1,0 bei log Nf w 0 sowiedurch den Wert der Regressionsgeraden fur

So(Nf i 107) fur einen sinnvoll wahlbaren Wertder Bruchlastspielzahl Nf oberhalb von 107 ver-lauft. Dies begrundet sich darin, dass einerseitsbis zu Nf w 108 kein Anzeichen fur ein Abweichenvom linearen Verlauf beobachtet werden konnte.Ein derartiger Ansatz liegt andererseits fur klei-nere Bruchlastspielzahlen auf der sicheren Seite.Im Hinblick auf die Frage, ob eine Dauerfes-tigkeitsgrenze existiert, argumentiert Wefer da-mit, dass der logarithmierte Schadigungszuwachslog eII keine Abweichung vom linearen Verhaltenbis 106 liefert und uber ein sehr gutes Bestimmt-heitsmaß der Regression verfugt (s. Bilder 38und 39). Der Wert log eII beschreibt die Steigung

150 UHPC

Bild 37. Approximation der Versuchsergebnisse fur den Bereich log Nf I 8 bzw. log Nf I 9 am Beispiel derRegressionsgeraden fur eine bezogene Unterspannung SU w 0,05 (nach [80])

Bild 38. Beispiel fur einen typischen Verlaufder Entwicklung der Dehnungen bei Ober-spannung so in Abhangigkeit der Lastspiel-zahl

der Linie der Dehnungen bei Oberspannung imsekundaren Bereich der Entwicklung der Axial-dehnung bis hin zur Bruchlastspielzahl (s. Bild38) und kann moglicherweise gut als Prognosefur den Bereich Nf i 108 verwendet werden. Da-nach ware zu vermuten, dass es keine ausgepragteDauerfestigkeit gibt. Der lineare Verlauf liegtdann auch fur hohe Bruchlastspielzahlen auf dersicheren Seite. Diese �berlegungen konnen alsAusgangspunkt fur einen Bemessungsansatz ge-nommen werden, der in Abschnitt 5 diskutiertwird.

Fur mehraxiale Beanspruchung sind die Ergeb-nisse entsprechend der Bruchumhullenden imHauptspannungsraum zu modifizieren (s. Bild40). Detaillierte Hinweise dazu finden sich bei[81, 82, 85].

Fur Wechselbelastung sowie Druckschwellbelas-tung wurden in Munchen und Hannover Ermu-dungsversuche an taillieren Schulterproben sowiean Prufzylindern durchgefuhrt. Zusammenge-fasste Ergebnisse werden in Bild 40 in Form einesmodifizierten Goodman-Diagramms gezeigt.

Fur mehraxiale Beanspruchung sind die Ergeb-nisse entsprechend der Bruchumhullenden imHauptspannungsraum zu modifizieren, s. Bild 41fur Druckschwellbeanspruchung mit rotations-symmetrischem Querdruck und Bild 42 bei Quer-zug. Letztere wurden an konusformigen Probengewonnen. Detaillierte Hinweise dazu findensich bei [81, 82, 85].

Fur allgemeine dreiaxiale Belastung zeigt Bild 43einen �berblick uber die an verschiedenen Uni-versitaten gewonnenen Ergebnisse.

Auch an der TU Delft wurde ein Forschungspro-jekt zum Verhalten von UHPC unter Ermudungdurchgefuhrt [89]. Drei unterschiedliche Beton-mischungen wurden vergleichsweise verwendet(Bild 44). Der Beton mit der hochsten Festigkeitwar ein BSI/Ceracem. Dieser Beton hatte einenrelativ großen maximalen Korndurchmesser(7 mm) und enthielt 2,5 Vol.-% (200 kg/m3) Fa-sern 20/0,3 mm. Die mittlere Druckfestigkeit be-trug 220 N/mm2.

Eine andere Mischung, mit „HSFRC“ bezeichnet,war zuvor an der TU Delft von Grunewald [90]entwickelt worden. Die Mischung enthielt1,6 Vol.-% Stahlfasern 13/0,16 mm. Die mittlereDruckfestigkeit betrug 145 N/mm2. Die dritte Mi-schung war ein hybrider UHPC (mit „hybridHSFRC“ bezeichnet) mit 0,5 Vol.-% kurzen Fa-sern (l w 13 mm, df w 0,2 mm) und 1 Vol.-% lan-gen Fasern mit Endhaken (l w 60 mm, df w0,75 mm) nach Markovic [67]. Die Druckfestig-keit betrug etwa 120 N/mm2. Aus allen Mischun-gen wurden Balken mit Abmessungen 125 mmq 125 mm q 1000 mm gefertigt, die in 4-Punkt-Biegungsversuchen gepruft wurden. Sowohl stati-sche als auch Ermudungsversuche wurden durch-gefuhrt. Bild 45 zeigt die unter statischer Belas-tung erhaltene Beziehung zwischen der berechne-ten Biegezugspannung und der Durchbiegung.


IX

Bild 39. a) Interpretation des Zusammenhangs des Schadigungszuwachses log eII mit der logarithmiertenBruchlastspielzahl log N und b) in Bezug auf den Verlauf der Wohlerlinie (nach Wefer [80])

152 UHPC

Bild 40. Zusammenfassung der Versuche aus Munchen (Quadratsymbole) und Hannover (Dreieckssymbole)fur 107 Lastwechsel in einem modifizierten Goodman-Diagramm [85]

Bild 41. Dreiaxiale und uniaxiale Wohler-Kurven fur UHPC (mit Querdruck, nach [85])


IX

Bild 42. Dreiaxiale und uniaxiale Wohler-Kurven fur UHPC (mit Querzug, nach [82])

Bild 43. �bersicht der bisher durchgefuhrten Ermudungsversuche im Meridianschnitt und in der Deviator-ebene [85]

Der verfestigende („hardening“)-Teil, Kennzei-chen einer gut entwickelten Mischung, ist ausge-pragt sichtbar.

Die Ergebnisse der Ermudungsversuche sind inBild 46 wiedergegeben. Die Mischung HSFRCzeigte das beste Verhalten. Es stellte sich zumeinen heraus, dass die Streuung der Ergebnisse ab-nimmt, wenn die Verarbeitbarkeit besser wird, undzum anderen, dass die S-N-Beziehungen furUHPC gut mit den Beziehungen fur Beton ohneFasern ubereinstimmen.

3.8 Dynamische Beanspruchung

Bei hohen Dehnraten, d. h. bei sehr schnellemDehnungsanstieg mit der Zeit, wird bei Beton ge-nerell ein Anstieg der Druck- und Zugfestigkeitbeobachtet. Millon und Noldgen [74] haben Ultra-hochleistungsbeton unter extrem schneller Zugbe-lastung im Rahmen von Versuchen am Split-Hop-kinson-Bar untersucht. Die beobachteten Vergro-ßerungsfaktoren der dynamischen Festigkeit (s.Bild 47) fur UHPC ordnen sich mit 5 bis 6 etwas

unterhalb der Werte ein, wie sie fur Normalbetonbeobachtet werden konnen.

Nach den bisherigen Versuchsergebnissen istdiese Festigkeitserhohung der Matrix zuzuordnen,wahrend nach Rissbildung die Wirksamkeit derFasern bei Auszug keinen vergleichbaren Span-nungsanstieg zeigt (s. Bild 48). Dennoch hat sichdie Faserbewehrung bei Platten-Impaktversuchen[75] als sehr wirksam erwiesen. Bei Impaktbean-spruchung kommt uberdies der sehr hohen Druck-festigkeit ultrahochfesten Betons eine besondereBedeutung zu. Einen guten �berblick uber dasVerhalten von ultrahochfestem Beton unter hoch-dynamischer Beanspruchung, seine Modellierungund die Anwendung auf die Auslegung von im-paktsicheren Gebauden enthalt [75].

3.9 Brandwiderstand

Wie bereits von hochfestem Beton bekannt, kon-nen sich im Brandfall relativ fruhzeitig Abplat-zungen einstellen, da der bei Temperaturerhohungentstehende Dampfdruck wegen des dichten Gefu-

154 UHPC

Bild 44. Bild 3-31 Messung des Ausbreitmaßes der drei auf Ermudung getesteten UHPC-Mischungena) BSI/Ceracem, Druckfestigkeit 220 N/mm2, Vf w 2,5 Vol.-%b) HSFRC, Druckfestigkeit 145 N/mm2, Vf w 1,6 Vol.-%c) Hybrider UHSB, Druckfestigkeit 130 N/mm2

Bild 45. Beziehung zwischen Biegezugspannung undDurchbiegung fur drei unterschiedliche UHPC-Mischungen unter statischer Belastung (nach Lappa[89])

Bild 46. Ergebnisse von Ermudungsversuchen anBiegebalken aus unterschiedlichen UHPC-Mischun-gen (nach Lappa [89])


IX

Bild 47. Festigkeitserhohungsfaktoren fur Ultrahochleistungsbeton (nach [74])

Bild 48. Schema der Festig-keitserhohung von ultrahoch-festem Beton bei hochdynami-scher Zugbeanspruchung

ges nicht entweichen kann. Dies war Anlass, dasVerhalten von ultrahochfestem Beton unter Hoch-temperaturbeanspruchung bzw. Brandeinwirkungzu untersuchen (s. Tabelle 3). Die positive Wir-kung der Zugabe von Polypropylen-Fasern wirddabei deutlich. Ebenso konnte durch Verwendungvon Basaltsand anstelle von Quarzsand die Scha-digung durch die Volumenvergroßerung infolgedes Quarzsprungs oberhalb von 573 hC vermiedenwerden, was sich positiv auswirkte.

Neuere Untersuchungen von Hosser et al. [88] be-statigen die Ergebnisse und erweitern die Kenntniszum Brandverhalten von UHPC um die grundle-genden Baustoffcharakteristika, wie sie fur dieModellierung und Beurteilung des Brandverhal-tens gebraucht werden. Bild 49 zeigt den Zustandvon Versuchskorpern nach 90 Minuten Brandbe-anspruchung entsprechend der Einheits-Tempera-turzeitkurve.

Bei den Versuchen wurde weiterhin festgestellt,dass sich die Probekorper aus ultrahochfestem Be-ton schneller aufheizten, als nach einer Berech-nung mit den Werten fur Warmeleitfahigkeit undspezifische Warmekapazitat von Normalbeton zuerwarten gewesen ware. Bild 50 zeigt einen Ver-gleich der Warmeleitfahigkeit fur UHPC im Ver-gleich zu hochfestem Beton und den Werten nachEurocode 2.

Interessant ist auch die Festigkeitsminderung vonUHPC, die bei hohen Temperaturen deutlich ge-

ringer ist, obwohl zunachst bei bis zu 200 hC einvorubergehender Abfall zu beobachten ist (vgl.Bild 51).

Weitere Kennwerte sind in [88] enthalten bzw.werden noch ermittelt. Damit ist eine gute Aus-gangsbasis fur die Entwicklung von Materialmo-dellen zum Einsatz in Finite-Elemente-Modellenzur Simulation des Brandverhaltens gegeben.Nach entsprechenden Berechnungen sollenBrandversuche durchgefuhrt werden, um die Mo-delle zu validieren bzw. weitere Erkenntnisse zusammeln.

3.10 UHPC mit Kombinationen von Fasern(Fasercocktails)

Es gibt generell unterschiedliche Meinungen inBezug auf die Rolle der Fasern in faserbewehrtemBeton. In konventionellen Faserbetonen sind dieFasern relativ groß im Vergleich zu den Zu-schlagskornern. Wenn ein Makroriss im Betonauftritt, werden die Fasern aktiviert; d. h., sie uber-brucken den Riss und wirken der �ffnung des Ris-ses und der Rissentwicklung entgegen. Auf dieseWeise wirken sie ahnlich wie eine klassische Be-tonstahlbewehrung. Die in UHPC angewandtenFasern sind viel feiner, weshalb sie schon in derPhase der Mikrorissbildung aktiviert werden.Man kann sich daher fragen, ob sie als Bewehrungoder als Teil eines Kompositmaterials betrachtetwerden sollten. Markovic [67] kombinierte kurze

156 UHPC

Tabelle 3. �bersicht uber Ergebnisse von Brandversuchen [87]

Mischung Einheit M1Q M3Q B1Q B4BBasalt-sand

Stahlfasern Vol.-% 4,0 2,5 2,5 2,5 2,5 4,0 2,5

PP-Fasern Vol.-% ohne ohne 0,30 0,60 0,60 ohne 0,30

Vorlagerung 28d WL 28d WL 28d WL 28d WL 90 hC 28d WL 90 hC

Beanspru-chung

ETK90 Min.

ETK90 Min.

ETK90 Min.

ETK90 Min.

ETK45 Min.

ETK90 Min.

ETK45 Min.

Schadigungs-grad

– – – – S S S S –/S S S

Druckfestig-keit nach Be-anspruchung

Anteil desAusgangs-wertes

N/mm2 nichtpruffahig

nichtpruffahig

nichtpruffahig

126

Z 96 %

102/114(108)

Z 60 %

59

Z 30 %

147/149(148)

Z 77 %

– – sehr stark geschadigt – stark geschadigt S gering geschadigt S S nicht geschadigtW Wasserlagerung WB Warmebehandlung

und lange Fasern (Bild 52). Die kurzen Fasern rea-gieren sofort auf die Mikrorissbildung im Beton,wobei die Entwicklung der Mikrorisse sofort vonden Fasern gebremst wird. Der Beton verhalt sichsomit langer quasi-elastisch. Wenn sich bei weite-rer Erhohung der Belastung letztendlich Makro-risse bilden, werden die langen Fasern aktiviert.

Bild 53 zeigt die Ergebnisse von Biegeversuchenan Balken aus UHPC mit Fasercocktails. Die Bie-geversuche wurden als Dreipunktversuche an Bal-ken mit einer Kerbe, nach dem RILEM-Verfahren[53] durchgefuhrt. Die Balken hatten Abmessun-

gen von 150 mm q 150 mm q 600 mm mit einerSpannweite von 500 mm und einen Sageschnittmit einer Tiefe von 25 mm in der Mitte der gezo-genen Seite. Verschiedene Kombinationen vonlangen Fasern mit Endhaken (l w 40 mm mit dfw 0,5 mm oder l w 60 mm mit df w 0,7 mm)und kurzen geraden Stahlfasern (l w 13 mm, dfw 0,20 mm) wurden verwendet. Die Biegezugfes-tigkeit erreichte Werte bis 45 N/mm2. Die Druck-festigkeit dieses Betons betrug ca. 120 N/mm2.Es stellte sich heraus, dass es erhebliche Unter-schiede zwischen mit nur einem Fasertyp bewehr-ten Betonen und Betonen mit einer Kombination


IXBild 49. Versuche zum Abplatzverhalten an Prismen 20/20/60 [cm3] mit unterschiedlichen Gehalten an PP-Fasern fur die UHPC-Mischungen M3Q (oben) und B5Q (unten), nach [88]

158 UHPC

Bild 50. Temperaturabhangige Entwicklung der thermischen Leitfahigkeit von B5Q und M3Qmit PP-Faser-Gehalten von 0,75 kg/m3 (0,08 Vol.-%) im Vergleich zu dem oberen Grenzwertfur normalfesten Beton nach EC 2-1-2 und Messergebnissen (SP Fire Technology) fur hochfestenBeton

Bild 51. Temperaturabhangige Druckfestigkeit von UHPC (nach [88])

Bild 52. Kombination von kurzenund langen Stahlfasern, wobeia) die kurzen Fasern schon aufMikrorissbildung reagieren undb) die langen erst auf Makroriss-bildung [67]

von kurzen und langen Fasern gibt. Bild 53 zeigtdie aus den Versuchsergebnissen berechnete Bie-gezugfestigkeit als Funktion des Faservolumensfur unterschiedliche Faserkombinationen. DasDiagramm zeigt, dass eine Mischung mit 2 Vol.-%Fasern (155 kg/m3) mit einer Lange l w 13 mmeine Biegezugfestigkeit von 25 N/mm2 aufweist,wahrend eine Mischung mit 1 Vol.-% Fasern l w13 mm plus 1 Vol.-% Fasern lw 40 mm eine Bie-gezugfestigkeit von 40 N/mm2 erreicht. Das Dia-gramm zeigt weiterhin, dass 1 Vol.-% kurze Fa-sern (13 mm) in Kombination mit 0,5 Vol.-% lan-gen Fasern (40 mm) zu derselben Biegezugfestig-keit fuhren wie 2 Vol.-% kurze Fasern. Dasbedeutet, dass die mechanischen Eigenschaften

durch das Kombinieren von unterschiedlichen Fa-sertypen und Mengen optimiert werden konnen.

4 Dauerhaftigkeit4.1 Gefugestruktur

Ultra-Hochleistungsbeton weist aufgrund seineskeramikartig dichten Gefuges einen wesentlichhoheren Widerstand gegen beton- oder beweh-rungsschadliche Angriffe auf als normalfesteroder hochfester Beton. Die hohe Packungsdichtebewirkt in Verbindung mit dem sehr niedrigenw/b-Wert von nur etwa 0,20 (s. auch Abschn. 2und Bild 54), dass ein solcher UHPC praktischkeine Kapillarporen mehr aufweist. Bild 54 zeigt

159Dauerhaftigkeit

IX

Bild 53. Biegezugfestigkeit inFunktion von Fasergehalt undFasertypen fur Beton mit Faser-cocktails [67]

Bild 54. Porenradienverteilung von normalfestem Beton C 45/55, hochfestem Beton, UHPC (fein) undUHPC (grob), nach [10]

die mit der Quecksilberdruckporosimetrie be-stimmte Porenradienverteilung eines hochwerti-gen normalfesten Betons C45/55, eines hochfes-ten Betons C90/105 und zweier bei 90 hC warme-behandelter UHPC-Mischungen mit Grob- bzw.Feinkorn [10]. Der UHPC war bei Lagerung imNormklima nach einem Jahr nur ca. 1 mm tief car-bonatisiert, weil praktisch kein CO2 in den Betoneindringen konnte.Die in Abschnitt 3.3, Bild 31, dargestellten Unter-suchungsergebnisse zum Schwinden [93] lassenallerdings vermuten, dass nicht warmebehandelterUHPC nur dann praktisch kapillarporenfrei undsomit undurchlassig gegen Gase und Flussigkei-ten ist, wenn der Wasserzementwert nicht großerist als 0,22. Bei einem w/z-Wert von 0,24 wurdedort trotz eines niedrigen Wasser-Bindemittelwer-tes (aquiv. w/z-Wert) von 0,19 bereits ein signifi-kantes Trocknungsschwinden festgestellt, das inaller Regel mit der Bildung von Kapillarporeneinhergeht. Diese Feststellung wird durch diePorenradienverteilung des gleichen grobkornigenUHPC in Bild 54 bestatigt. Auch hier ist eine –wenn auch geringe – Menge an kapillarwirksamenPoren zu erkennen. Allerdings ist noch nicht ab-schließend geklart, in welchem Maße sich diesauf die nachstehend behandelten Dauerhaftig-keitsaspekte praktisch auswirkt.

4.2 Widerstand gegen aggressive Medien

Aufgrund des sehr dichten Gefuges ist auch derDiffusionswiderstand gegen die aus Tausalzstammenden oder in maritimer Umgebung auftre-tenden Chloridionen und damit der wirksame Kor-rosionsschutz der Bewehrung durch die Beton-uberdeckung bei UHPC signifikant hoher. In Bild55 sind die im Schnellmigrationsversuch [94] fest-gestellte ubertragene Ladungsmenge und die Ein-dringtiefe der Chloridionen dargestellt. Die Mes-sung erfolgte an 3,5 cm dicken scheibenformigenProben eines Normalbetons C45/55 (C1 ohneund C2 mit Hydrophobierungsmittel) und einem

grobkornigen UHPC (B3Q aus [10]), deren Kapil-larporositat in Bild 54 gezeigt ist.

In Bild 55 ist der Zusammenhang zwischen derubertragenen Ladungsmenge und den Eindringtie-fen der Chloridionen dargestellt. Wie deutlich zuerkennen ist, wurden an der Normalbetonprobeohne Hydrophobierung (C1) die hochste, mitHydrophobierung (C2) eine geringere Eindring-tiefe von 0,9 mm und an der UHPC-Probe nahezukein Eindringen von Chloridionen gemessen. Die6-stundige Messung erfolgte mit einer 3%igenNaCl-Losung bei einer angelegten Gleichspan-nung von 40 V.

Auch diese, inzwischen durch weitere Untersu-chungen abgesicherten Ergebnisse [95] lassenden Schluss zu, dass es mit UHPC moglich ist,die auf den Diffusionswiderstand von Normalbe-ton abgestimmten �berdeckungsdicken der DIN1045-1 generell zu verringern. Daruber hinaus le-gen die Ergebnisse nahe, mit Tausalz direkt beauf-schlagte Bauteile, die der Expositionsklasse XD3zuzuordnen sind, ohne zusatzliche Schutzmaß-nahmen auszufuhren, wie etwa direkt befahreneParkdecks oder Bruckendecks [12]. Vorausset-zung ist eine ausreichend enge Begrenzung derrechnerischen Rissbreite an der Bauteiloberflache.Nach umfangreichen Untersuchungen in [96]schließen sich oberflachennahe Risse mit einermittleren Breite von 0,05 mm aufgrund des hohenAnteils an nicht hydratisiertem Zement vollstan-dig durch Selbstheilung. Bei faserhaltigemUHPC kann bei der Festlegung der dazu erforder-lichen Bewehrung die gunstige Mitwirkung derFasern berucksichtigt werden.

Verbessert ist auch der Saurewiderstand. UHPCbietet sich daher besonders auch fur die Herstel-lung von leichten Rohren mit verringertem Wand-querschnitt oder fur Auskleidungsschalen mit er-hohtem Widerstand auch gegen industrielle Ab-wasser an. Im Rahmen eines Forschungsprojekteswurden bereits Prototypen solcher Rohre aus

160 UHPC

Bild 55. Widerstand von Normalbeton(mit und ohne Hydrophobierung) undgrobkornigem warmebehandeltenUHPC gegen die Diffusion vonChloridionen (Schnellmigrationstest)[10]

matrixarmem, gesteinsreichem, erdfeuchtemUHPC hergestellt [18]. Die volumetrische Zusam-mensetzung kann Bild 1 entnommen werden. Wei-ter verbessert werden kann der chemische Wider-stand zukunftig durch saureresistente minerali-sche Bindemittel, die sich derzeit in der Entwick-lung befinden [19].

In [97] wurde der Korrosionswiderstand der imRahmen des Schwerpunktprogrammes verwende-ten, mit Portlandzement hergestellten fein- undgrobkornigen UHPC sowie einer weiteren Mi-schung mit rd. 220 kg Portlandzement, rd.600 kg gemahlenem Huttensand und 145 kg Mi-krosilika als Bindemittel bei 4000-stundiger La-gerung in Schwefelsaure (pH 3 und 4) und Milch-saure (pH 4) sowie gegen Ammoniumnitrat undNatriumsulfat bei statischer und bei Wechsellage-rung untersucht. Der Wasser-Bindemittelwert derMischung mit Huttensand betrug 0,24. DieUHPC-Mischungen mit ihrem w/z-Wert von biszu 0,24 und einem w/b-Wert von 0,19 und 0,20wurden zusatzlich verglichen mit einem Referenz-mortel (512 kg/m3 CEM I 42,5 R, w/z-Wert 0,45),der abgesehen vom fehlenden Grobkorn die An-forderungen der Expositionsklasse XA 3 der DIN1045-2 erfullte. Infolge des niedrigeren w/z-Wer-tes und der Packungsoptimierung des Feinstan-teils war der Anteil an transportrelevanten Kapil-larporen bei den gepruften UHPC mit maximal0,7 Vol.-% um etwa eine Zehnerpotenz niedrigerals bei dem Referenzmortel (rd. 10 Vol.-%). Diesentpricht auch den in Bild 54 dargestellten Kapil-larporenanteilen von Normalbeton, hochfestemBeton und UHPC.

Die fehlenden Kapillarporen spiegeln sich in derwesentlich geringeren Wasseraufnahme insbeson-dere der warmebehandelten und der mit Hutten-sand hergestellten UHPC des SPP 1182 (M2Q,B4Q) wider, die in Bild 56 dargestellt ist.

Dementsprechend unterschieden sich auch die beiden Einlagerungsversuchen an Prismen 40 mm q40 mm q 160 mm festgestellten Korrosionsratendeutlich. Bild 57 zeigt dies am Beispiel der Beauf-schlagung mit Ammoniak-Losung. Die Korro-sionsrate des Referenzmortels war jeweils mehrals doppelt so hoch. Auch bei den ubrigen Einla-gerungsversuchen ergaben sich vergleichbare Un-terschiede wie bei einer gleich langen Einlagerungin Schwefelsaure bei pH 3. An der UHPC-Mi-schung mit Huttensand wurde bei Einlagerung inSchwefelsaure und in Milchsaure ebenso wie beider warmebehandelten Feinkornmischung ausCEM I (M2Q) in Schwefelsaure jeweils mit pH 4praktisch keine Korrosion festgestellt.

Die Autoren kommen aufgrund ihrer Untersu-chungen zu der Empfehlung, UHPC mit nachge-wiesen niedriger Kapillarporositat in die Exposi-tionsklasse XA3 einzustufen, ohne die sonst z. B.fur direkt befahrene Parkdecks erforderlichen zu-satzlichen Schutzmaßnahmen vorzusehen.

Fur direkt mit Tausalz beaufschlagte Bauteile, ein-schließlich z. B. direkt befahrener Bruckendecks,ist UHPC nicht nur wegen seines besonders hohenDiffusionswiderstandes gegen Chloridionen inbesonderer Weise geeignet, sondern auch wegenseines hohen Frost-Tausalz-Widerstandes auchohne Zugabe von LP-Mitteln. In Bild 58 ist die

161Dauerhaftigkeit

IX

Bild 56. Wasseraufnahme von UHPCmit Portlandzement (M2Qmit und ohneWarmebehandlung und B4Q desSPP 1182), eines UHPC mit Huttensand und Warmebehandlung (H75) und eines Referenzmortels fur dieExpositionsklasse XA3 [97]

Abwitterung angegeben, die bei der MischungM2Q des SPP mit und ohne Warmebehandlungim CIF-Test (Frost-Tau-Wechsel in Wasser) undim CDF-Test (Frost-Tau-Wechsel in 3%iger Tau-salzlosung) festgestellt wurden. In Wasser tratpraktisch keine Abwitterung auf. Die Abwitterun-gen im CDF-Test waren ebenfalls außerst gering,wenn man die Messwerte nach 28 Wechseln mitdem bei diesem Verfahren fur Normalbeton gel-tenden Abnahmekriterien fur hohen Frost-Tau-salz-Widerstand vergleicht.

4.3 Einordnung in Expositionsklassen

Aufgrund der bisherigen Erkenntnisse erfulltsachgerecht nach Abschnitt 2 hergestellter UHPCimmer die jeweils hochste Expositionsklasse derDIN EN 206/DIN 1045-2. Unter der Vorausset-zung, dass keine nachteiligen Kapillarporen mehrnachweisbar sind und dass er dadurch praktischundurchlassig fur die von den Normen erfasstenbeton- oder bewehrungsschadigenden Gase undFlussigkeiten ist, konnen erweiterte Anwendungs-regeln formuliert werden, die seiner besonderen

162 UHPC

Bild 57. Korrosionstiefe bei stati-scher und bei Wechsellagerung inAmmoniumnitrat-Losung NH4NO3[97]

Bild 58. Frost- und Frosttausalzbestandigkeit von UHPC, gemessen an der Feinkornmischung M2Qmit Varition der Nachbehandlungsmethode [98]

Leistungsfahigkeit Rechnung tragen. Sie geltenzunachst unter der Voraussetzung, dass der Was-serzementwert 0,22 und der aquivalente Wasser-zementwert (Zement und Mikrosilika) 0,20 nichtuberschreiten. Liegen einer oder beideWerte daru-ber, so ist die Porenverteilung und dabei speziellder Anteil an kapillarwirksamen Poren zu ermit-teln oder das jeweilige Dauerhaftigkeitskriteriumist mit anerkannten Verfahren direkt zu uberpru-fen.

Insbesondere warmebehandelter ultrahochfesterBeton nimmt keine nennenswerten Mengen anWasser auf und carbonatisiert langfristig gesehenpraktisch nicht. Dies bedeutet, dass die Exposi-tionsklassen XC4 und XF4 automatisch erfulltwerden, letztere ohne Luftporenbildner. Er eignetsich nach den bisherigen Erkenntnissen auch furbewehrte Bauteile, auf die Tausalzlosung direkteinwirkt. Dies gilt nach [96] auch dann, wenn dieLosung langere Zeit aufsteht, wie etwa bei direktbefahrenen bewehrten Bruckendecks oder bei of-fenen Parkdecks, die sonst mit einem Oberfla-chenschutzsystem versehen oder – bei Parkdecks– fur die ein Wartungsplan erstellt werden muss.Hier besteht die Moglichkeit, im Rahmen einer zu-kunftigen Technischen Regel fur UHPC unterBeachtung der vorgenannten Randbedingungen(w/z-Wert, Warmebehandlung oder nicht) einezusatzliche Expositionsklasse XD4 zu formulie-ren.

Gleiches gilt auch fur den chemischen Widerstand.In [97] wurde bereits vorgeschlagen, bei Bauteilen,die aufgrund der zu erwartenden Beanspruchungnach DIN EN 206/DIN 1045-2 in die Expositions-klasse XA3 mit zusatzlichen Schutzmaßnahmeneinzuordnen sind, auf diese Schutzmaßnahmen zuverzichten. Damit ware es z. B. in vielen Fallenmoglich, Bauteile fur Abwassersysteme ohne auf-wendige und teure Innenrohre oder Auskleidungenaus Kunststoff herzustellen. Die noch nicht abge-schlossenen Untersuchungen eines vom BMBFgeforderten Forschungsprojektes [18] lassen in�bereinstimmung mit den Ergebnissen in [97] zu-dem erkennen, dass UHPC auch einem langerfris-tigen sauren Angriff mit einem pH-Wert von 3,0standhalten kann. Dies wurde eine neue zusatzli-che Expositionsklasse XA4 fur UHPC rechtferti-gen, wobei die chemisch angreifenden Stoffe, furdie dies gilt, und die Grenzen ihrer Konzentrationnoch festzulegen sind.

Ferner kann in aller Regel die Betonuberdeckunguber der Bewehrung signifikant reduziert werden,was den Bau besonders filigraner und dennochdauerhafter Konstruktionen mit UHPC zusatzlichfordert. Dabei ist – wie vorstehend erlautert – dieRissweite oberflachennaher Risse ausreichend zubegrenzen. Bautechnische Regeln sind hierfurnoch zu entwickeln.

5 Grundlagen der Bemessung5.1 Einfluss der Faserverteilung und

Faserorientierung

Das Tragverhalten von faserverstarktem UHPC,wie das von Faserbetonen ganz generell, wirdmaßgeblich durch die Orientierung und die Vertei-lung der Fasern beeinflusst. Dies gilt in besonde-rem Maße fur das Verhalten unter Zugbeanspru-chung.

Ursachlich fur zu beobachtende Streuungen sindvor allem wechselnde Herstell- und Verarbei-tungsmethoden. Daneben ergeben sich system-atische Einflusse, beispielsweise in der Nahe vonSchalflachen. Letzteres erschwert auch die Ablei-tung allgemeingultiger Materialparameter, da anden in der Baustoffprufung verwendeten meistkleinteiligen Proben (Prismen, Biegebalken) imstrengen Sinne nur fur die jeweilige Probengeo-metrie gultige „Bauteileigenschaften“ bestimmtwerden konnen.

Unabhangig von der statistischen Auswertung derErgebnisse dieser Baustoffprufungen ist es alsonotwendig, eine Umrechnung vorzunehmen, umdem unterschiedlichen Verhalten von im Laborhergestellten Proben und dem faserverstarktenUHPC im spateren Bauteil Rechnung zu tragen.

Eine „exakte“ Bestimmung der entsprechendenUmrechnungsfaktoren ist letztlich nur auf Grund-lage eines reprasentativen (vollmaßstablichen)Modells moglich, das in genau der gleichen Artund Weise wie die spatere Tragstruktur hergestelltwird, und aus dem in unterschiedlichen Bereichenund Richtungen (z. B. fur Querkraft senkrechtzum Schubriss) Vergleichsproben entnommenwerden konnen. Anhand der Vergleichsprobenkonnen dann die Ergebnisse der weiteren, klas-sisch hergestellten Proben „kalibriert“ werden.Dabei konnen sich fur ein Bauteil lokal unter-schiedliche Umrechnungsfaktoren ergeben. Hilfs-weise kann bei vergleichbarer Geometrie- undHerstellmethode auch auf Erfahrungswerte zu-ruckgegriffen werden [58].

Der Entwurf des fib-Bulletin „Ultra High Perfor-mance Fiber Reinforced Concrete“ [112] siehtvor, die als Grundlage fur die weitere Bemessungdienende Faserwirksamkeit als charakteristischerWert bzw. Mittelwert wie folgt zu bestimmen:

scf0k wstestcf0k=K (15a)

scf0m wstestcf0m=K (15b)

mit

stestcf0k, stestcf0m in der Baustoffprufung ermittelter

charakteristischer Wert bzw. Mittel-wert der Faserwirksamkeit

163Grundlagen der Bemessung

IX

K Umrechnungsfaktor zur Berucksichti-gung der unterschiedlichen Faser-orientierung und -verteilung im ge-schalten Standardprufkorper und imrealen Bauteil/Tragwerk [58]

Fur kleinere Bauteile konnen alternativ die Re-chenannahmen auch durch vollmaßstabliche Be-lastungsversuche validiert werden.

5.2 Nachweise in den Grenzzustanden derTragfahigkeit

5.2.1 Sicherheitskonzept

Die Anwendung der im konstruktiven Ingenieur-bau gebrauchlichen Nachweismethode mit Teilsi-cherheitsbeiwerten erfordert bei der Bemessungvon Tragwerken aus UHPC die Beachtung einigerBesonderheiten dieses Werkstoffs. Anpassungensind somit in erster Linie auf der Widerstandsseitevorzunehmen, wahrend die Teilsicherheits- undKombinationsbeiwerte der Beanspruchungenwerkstoffubergreifend auch fur UHPC angewen-det werden konnen.

Diese Besonderheiten des Werkstoffs UHPC be-treffen insbesondere1. die hohe Empfindlichkeit des Werkstoffs in

Hinblick auf �nderungen der Mischungszu-sammensetzung, der Herstellung, der Verar-beitung und der klimatischen Randbedingun-gen;

2. die gegenuber normalfesten Betonen großereSprodigkeit;

3. den Einsatz von Fasern als statisch konstruk-tive Bewehrung.

Aus Punkt 1 ergeben sich hohe Qualitatsanforde-rungen an den Herstell- und Verarbeitungsprozess.Die Fertigteilbauweise bietet wegen ihrer hoherenQualitatsstandards in Hinblick auf Herstellungund �berwachung, aber auch wegen der weitest-gehenden Ausschaltung von Witterungseinflussenzunachst Vorteile gegenuber dem Einsatz vonUHPC als Ortbeton. Allerdings konnen die Defi-zite der Ortbetonbauweise durch entsprechendweitreichende Qualitatssicherungsmaßnahmenund die Auswahl qualifizierter Firmen zu einemGroßteil kompensiert werden.Untersuchungen zum Sicherheitsniveau fur hoch-festen Beton zeigen, dass bei Beachtung ent-sprechender Qualitatsstandards der Variationsko-effizient der Druckfestigkeit mit zunehmenderDruckfestigkeit abnimmt [185]. Das heißt, bezo-gen auf die deutlich hohere Druckfestigkeit vonUHPC ist dessen Streuung sogar geringer. Dieswurde im Grunde eine Reduzierung des Teilsi-cherheitsbeiwerts rechtfertigen. Fur die Bemes-sung wird jedoch, abhangig von den realisierbarenQualitatsstandards, empfohlen, im Druckbereichdie fur normal- und hochfeste Betone geltendenWerte gc auch fur UHPC zu ubernehmen (s. Ta-belle 4). Das heißt, fur streng uberwachte Herstell-und Verarbeitungsprozesse kann der fur Fertigteilezugelassene Wert gc w 1,35, ansonsten gc w 1,5verwendet werden.Die großere Sprodigkeit des Werkstoffs (Punkt 2)wird in der Regel durch den Einsatz von Fasern

164 UHPC

Tabelle 4. Teilsicherheitsbeiwerte gM fur die Bestimmung des Tragwiderstands im GZT

Bemessungssituation

standige undvorubergehende

Bemessungssituation

außergewohnlicheBemessungssituation

UHPC unter Druckbeanspruchung

hoher Qualitatsstandard gc w 1,35 gc w 1,15

normaler Qualitatsstandard gc w 1,5 gc w 1,3

wenn Duktilitatskriterium nicht erfullt,zusatzlich

glc w 1,2

UHPC unter Zugbeanspruchung

Faserwirksamkeit (scf0)(Ansatz nur bei hohem Qualitatsstandard)

allgemein gcf w 1,5 gcf w 1,3

nur fur lokale Nachweise gcf w 2,1 gcf w 1,5

Betonstahl oder Spannstahl gs w 1,15 gs w 1,0

oder Umschnurung in ein mehr oder weniger duk-tiles Verhalten uberfuhrt. Zur Abgrenzung von„sprodem“ und „ausreichend duktilem“ Nach-bruchverhalten wird ein Duktilitatskriterium be-notigt. Zu dessen Formulierung kann beispiels-weise die auf die Druckfestigkeit bezogene Faser-wirksamkeit (zentrische Nachrisszugfestigkeit)des faserbewehrten UHPC herangezogen werden.Denkbar ist auch ein Mindestbewehrungskrite-rium (vgl. Abschn. 5.3.2).

Wird die geforderte, d. h. eine dem normalfestenBeton adaquate Duktilitat nicht erreicht, wird –dem Konzept fur hochfeste Betone folgend – emp-fohlen, einen zusatzlichen Teilsicherheitsbeiwertglc bei der Bestimmung des Bemessungswerts derBetondruckfestigkeit zu berucksichtigen. Mit derFestlegung glc w 1,2 erreicht man ein Sicherheits-niveau wie fur unbewehrten normalfesten Beton.

Werden Fasern als statisch konstruktive Beweh-rung berucksichtigt (Punkt 3), setzt dies eine sehrgleichmaßige Verteilung der Fasern voraus. Igel-bildung muss unbedingt vermieden werden. DasEinbringen des Betons in die Schalung muss inHinblick auf die Gleichmaßigkeit der Verteilungund die Faserorientierung genau festgelegt unduberwacht werden. Eine Anrechnung der Fasernfur Nachweise in den Grenzzustanden der Tragfa-higkeit und der Gebrauchstauglichkeit darf dahernur bei intensiver �berwachung des Herstell-und Verarbeitungsprozesses erfolgen.

Weiterhin ist im Hinblick auf das anzustrebendeSicherheitsniveau zwischen solchen Bauteilenbzw. Beanspruchungsarten zu unterscheiden, beidenen das Vorhandensein von lokalen Schwach-stellen unmittelbar Versagen zur Folge hat (z. B.Verankerungsbereich eines Dubels) und solchen,die alternative Lastpfade eroffnen (z. B. Biegungbei Platten). Aufgrund der selbst bei großter Sorg-falt unvermeidlichen Streuung der Faserverteilungist daher fur lokale Nachweise stets ein angemes-sen erhohter Teilsicherheitsbeiwert anzusetzen.

Die von den Autoren fur die Bemessung vonUHPC-Bauteilen empfohlenen Teilsicherheitsbei-werte sind in Tabelle 4 zusammengestellt.

5.2.2 Spannungs-Dehnungs-Linie fur dieBemessung

5.2.2.1 Druckbeanspruchung

Die Spannungs-Dehnungs-Linie fur UHPC imDruckbereich kann unter Vernachlassigung einergeringen Nichtlinearitat, die in Versuchen ober-halb eines Spannungsniveaus von etwa 85 bis90% der Betondruckfestigkeit zu beobachten ist,vereinfachend als linear-elastisch bis zum Errei-chen des Bemessungswerts der Betondruckfestig-keit angenommen werden (Bild 59).

Fur diesen gilt:

fcd wacc � fck= gc � glc� �

(16)

mit

fck charakteristischer Wert der Zylinderdruck-festigkeit

gc Sicherheitsbeiwert fur UHPC unter Druck-beanspruchung nach Tabelle 4

glc zusatzlicher Sicherheitsbeiwert fur UHPC,der das Duktilitatskriterium nicht erfullt(s. Tabelle 4)

acc Beiwert zur Berucksichtigung von Langzeit-auswirkungen auf die Betondruckfestigkeitund zur Umrechnung zwischen Zylinder- undBauteildruckfestigkeit.

acc w 0,85 fur langandauernde oder wiederholteBelastung (in Anlehnung an normal-und hochfesten Beton)

acc w 0,95 fur Kurzzeitbelastung zur Umrech-nung zwischen Zylinder- und Bau-teildruckfestigkeit

Analog zu den geltenden Regelungen fur normal-und hochfesten Beton wird der Anstieg der Span-nungs-Dehnungs-Linie fur die Bemessung gegen-uber der mit den mittleren bzw. charakteristischenWerten der Baustoffeigenschaften ermittelten Ar-beitslinie flacher gewahlt. Dies dient einerseitsder Berucksichtigung von Kriecheffekten (langan-dauernde Belastung) und spiegelt andererseits diebestehende Abhangigkeit zwischen Druckfestig-keit und Elastizitatsmodul des Betons wider. AlsBemessungswert des Elastizitatsmoduls wird derWert nach Gl. (17) vorgeschlagen [112].

Ecd wEcm=1,3 (17)

mit

Ecm Mittelwert des Elastizitatsmoduls


IX

Bild 59. Spannungs-Dehnungs-Linie von UHPC furdie Bemessung im Druckbereich [112]

Die Unterscheidung zwischen Sekanten- und Tan-genten-Elastizitatsmodul ist fur UHPC entbehr-lich.

Die Stauchung unter Hochstlast ec2 kann unmittel-bar aus den Bemessungswerten der Druckfestig-keit und des Elastizitatsmoduls abgeleitet werden:

ec2 w fcd=Ecd (18)

Wegen des sehr sproden Verhaltens, insbesonderevon faserfreiem UHPC, aber auch von UHPC mitgeringem Fasergehalt, ist in diesen Fallen Versa-gen bei Erreichen des Bemessungswerts der Be-tondruckfestigkeit anzunehmen. EntfestigendesVerhalten mit Ansatz von Spannungen bei Deh-nungen im Nachbruchbereich oberhalb ec2 darfbei der Querschnittsbemessung nur fur UHPCmit ausreichend duktilem Nachbruchverhalten(siehe „Duktilitatskriterium“ nach Abschnitt5.2.1) berucksichtigt werden. Der in Bild 59 dar-gestellte Ansatz erweitert dazu die Spannungs-Dehnungs-Linie um einen plastischen Ast, dessenEnde bei einer Stauchung ec2u nach Gl. (19) er-reicht wird.

ec2u w fck=Ec (19)

Der plastische Ast der Spannungs-Dehnungs-Li-nie spiegelt fur UHPC nicht das tatsachliche Mate-rialverhalten wider. Dies ist jedoch nicht vonNachteil, da die fur die Querschnittsbemessungbenotigten Kenngroßen durch Integration derSpannungs-Dehnungs-Linie bestimmt werden(vgl. Parabel-Rechteck-Diagramm fur normal-und hochfesten Beton). Die generelle Begrenzungder Stauchung auf einen durch die Baustoffpru-fung nachgewiesenen Wert ec2u w ec1 erscheintkonservativ.

Alternativ zu dem mathematisch einfach zu hand-habenden Rechenmodell nach Bild 59 sind auchSpannungs-Dehnungs-Linien denkbar, die dasNachbruchverhalten realitatsnaher, beispielsweisedurch einen linear entfestigenden Ast, berucksich-tigen [112]. Die Grenzstauchung ec2u kann in die-sem Fall individuell in Abhangigkeit der Bruch-energie festgelegt werden.

Die linear-elastisch-linear-entfestigende Span-nungs-Dehnungs-Linie nach Bild 61 kann wiede-rum in einen linear-elastisch-ideal-plastischenVerlauf (Bild 61a) uberfuhrt werden, der in Hin-blick auf die Ermittlung der inneren Krafte gleich-wertig ist. In Bild 61a entspricht ec3 der Stauchungunter Hochstlast ec2 aus Bild 60 und ecu der Grenz-stauchung ec2u, ebenfalls nach Bild 60. Die zu ecuaquivalente Bruchstauchung ec3u kann mithilfevon Bild 61b in Abhangigkeit des Verhaltnissesecu=ec3 bestimmt werden.

166 UHPC

Bild 60. Spannungs-Dehnungs-Linie von UHPC mitlinear entfestigendem Ast fur die Bemessung imDruckbereich [112]

Bild 61. Spannungs-Dehnungs-Linie von UHPC mitlinear entfestigendem Ast fur die Bemessung imDruckbereich [112]; a) Spannungs-Dehnungs-Linie,b) Bestimmung der Bruchstauchung ec3u

5.2.2.2 Zugbeanspruchung

In Hinblick auf die Mitwirkung des (faserbewehr-ten) UHPC auf Zug wird – der Philosophie desStahlbetons folgend – zwischen dem ungerissenenZustand I und dem gerissenen Zustand II unter-schieden. Fur Nachweise im Grenzzustand derTragfahigkeit (z. B. Nachweis fur Biegung undLangskraft) ist dabei im Allgemeinen von gerisse-nem Zustand auszugehen, wobei die Zugfestigkeitder Betonmatrix unberucksichtigt bleibt. DieserGrundsatz wird hier auch fur UHPC ubernommen,wobei „Zugfestigkeit“ die Festigkeit der Matrixmeint und die dem Beton beigemischten Fasernentsprechend einer Stabbewehrung als Beweh-rungselemente begriffen werden.Faserfreier UHPC kann demnach wie Stahlbetonberechnet werden. Fur den zugbeanspruchten fa-serbewehrten UHPC kann auf Grundlage von Ab-schnitt 3.3 eine Spannungs-Rissoffnungs-Bezie-hung entsprechend Bild 62 formuliert werden.Der nichtlinear ansteigende Ast beschreibt hierbeidie Phase der Faseraktivierung und kann nachGl. (20) bestimmt werden (vgl. Abschn. 3.3.1).

scf wscf0 2

ffiffiffiffiffiffiw

w0

rs

w

w0

� �(20)

mit

scf wirksame Faserbetonspannung im Riss

scf0 Faserwirksamkeit, fur die Nachweise imGrenzzustand der Tragfahigkeit alsBemessungswert scf0d nach Gl. (21) zuberechnen

w0 Rissbreite bei Erreichen der Faserwirk-samkeit

Der Bemessungswert der Faserwirksamkeit kannaus dem charakteristischen Wert der Faserwirk-samkeit wie folgt ermittelt werden [112]:

scf0d wact � scf0kgcf

(21)

mit

scf0k charakteristischer Wert der Faserwirksam-keit, durch statistische Auswertung vonVersuchsergebnissen bestimmt

gcf Teilsicherheitsbeiwert fur UHPC unterZugbeanspruchung (s. Abschn. 5.2.1)

act Beiwert zur Berucksichtigung von Lang-zeitauswirkungen auf die Betonzugfestig-keit

Bezuglich der Auswirkungen von langandauern-der oder wiederholter Belastung auf die Faser-wirksamkeit liegen bisher noch keine gesichertenErkenntnisse vor.Die Phase des Faserauszugs (wiw0) kann fur Be-rechnungen im Grenzzustand der Tragfahigkeit in

der Regel genugend genau durch einen mindes-tens bilinearen Verlauf approximiert werden. Zwi-schenpunkte zwischen (w0;scf0) und (w2;0) sindauf der Grundlage von Versuchsergebnissen sinn-voll festzulegen. Gleiches gilt fur die Riss-breite w2. Es darf jedoch kein großerer Wert alslf=2 gewahlt werden. Dieser ergibt sich rechne-risch fur eine mittig im Riss liegende Faser.Die Rissbreite w0 kann entweder experimentellbestimmt werden oder, bei Fehlen von Messwer-ten, uberschlagig nach Gl. (22) abgeschatzt wer-den [116, 123]:

w0 wtfm � l2fEf � df (22)

mit

tfm mittlere Faserverbundspannung beiAnnahme eines starr-plastischen Verbund-gesetzes

lf Faserlange

df Faserdurchmesser

Ef Elastizitatsmodul des Faserwerkstoffs

Auf der Grundlage experimenteller Untersuchun-gen [99, 103] kann fur glatte gerade Stahlfaserntfm mit 1,3 � fctm abgeschatzt werden.Gl. (22) gilt streng genommen nur fur ausschließ-lich in Zugrichtung orientierte Fasern. Bei Faser-betonen mit beliebiger Faserorientierung werdendie geneigt zur Zugrichtung verlaufenden Fasernim Riss zunachst gerade gezogen. Deshalb wirddie in Versuchen beobachtete Rissbreite w0 durchGl. (22) im Allgemeinen unterschatzt.

5.2.3 Bemessung fur Biegung und Normalkraft

Die Bemessung fur Biegung und Normalkraft er-folgt fur Stahl- und Spannbeton traditionell unterder Annahme ebenbleibender Querschnitte undeines starren Verbundes zwischen Beton und Be-wehrung. Die Zugfestigkeit des Betons (Matrix)bleibt unberucksichtigt. Fur Beton auf Druck undfur die Bewehrung werden die entsprechendenSpannungs-Dehnungs-Linien fur die Querschnitts-bemessung angewendet.


IX

Bild 62. Spannungs-Rissoffnungs-Beziehung vongerissenem UHPC unter Zugbeanspruchung [110]

Durch den Einsatz von Fasern als zusatzlichesBewehrungselement mussen diese Berechnungs-grundlagen erweitert werden. Schwierigkeitenbereitet dabei zunachst, dass fur die Faserbeweh-rung als konstitutives Modell eine versuchsba-sierte Spannungs-Rissoffnungs-Beziehung (an-stelle einer Spannungs-Dehnungs-Linie) zur Ver-fugung steht (vgl. Abschn. 3.2.2 und 3.3) undsich die Kraftaufteilung zwischen der Faserbe-wehrung und einer haufig zusatzlich vorhandenen(stabformigen) Betonstahl- oder Spannstahlbe-wehrung aus einer Kompatibilitatsbedingung her-leitet (vgl. Abschn. 3.2.3). Mittels Parameterstu-die kann jedoch eine einfache, in aller Regel genu-gend genaue Losung dieses Problems gefundenwerden.

Bild 63 zeigt schematisch die am Querschnitt wir-kenden Spannungsverteilungen und die daraus re-sultierenden inneren Krafte. Die Betondruckspan-nungen sind vereinfachend ohne die Berucksichti-gung eines eventuell zulassigen horizontalen Astsdargestellt. Fur einen Querschnitt mit rechteckfor-

miger Betondruckzone liegt die Spannungsresul-tierende Fcd damit im Drittelspunkt. In Hohe desSchwerpunkts der Bewehrung wirkt die resultie-rende Stahlzugkraft Fsd. Erganzt wird dieses Kraf-tepaar durch die Resultierende der Faserbeton-spannung Ffd.

Die Verteilung der durch die Fasern uber den Rissubertragenen Zugspannungen kann in Abhangig-keit der lokal vorhandenen Rissbreite unmittelbaraus der Spannungs-Rissoffnungs-Beziehung ab-gelesen werden. Unter der Annahme einer uberdie Risstiefe linear veranderlichen Rissbreite(Analogie: ebenbleibender Querschnitt) bildet dieBetonzugzone einen Ausschnitt der Spannungs-Rissoffnungs-Beziehung nach Bild 62 ab.

Mit Erreichen der Fließgrenze der Bewehrung ineinem Riss kommt es zu einer raschen Zunahmeder Rissoffnung auf etwa konstantem Lastniveau.Sofern die Rissbreite w0 im elastischen Bereichdes Stahls noch nicht erreicht worden ist, kommtes spatestens mit dem Fließbeginn zum �bergangvon der Faseraktivierungs- in die Faserauszugs-phase. Somit kann in Naherung, ohne genaue Be-rucksichtigung der Kompatibilitat, fur die Riss-breite bei Fließbeginn ein Mindestwert von w ww0 angenommen werden.

Fur w w w0 am gezogenen Querschnittsrand lie-fert die Integration der Spannungsverteilung nachGl. (20) bei rechteckformiger Betonzugzone einenVolligkeitsbeiwert von 0,83 und fur die Lage derSpannungsresultierenden einen Hohenbeiwertvon 0,56 (Bild 64a).

Da der entfestigende Ast der Spannungs-Rissoff-nungs-Beziehung in der Phase des Faserauszugs(wi w0) bedeutend flacher verlauft als der anstei-

168 UHPC

Bild 63. Spannungsverteilung und resultierendeinnere Krafte am gerissenen Querschnitt [110]

Bild 64. Angenommene Spannungsverteilung und durch die Fasern ubertragene resultierendeZugkraft bei Erreichen der Grenztragfahigkeit [110]; a) realitatsnahe Spannungsverteilung,b) zu a) aquivalenter Spannungsblock

gende Ast in der Phase der Faseraktivierung(wJ w0), andern sich Volligkeits- und Hohenbei-wert der Spannungsverteilung in der Zugzone beiweiterer Zunahme der Rissoffnung am gezogenenQuerschnittsrand nur wenig und zudem zunachstgegenlaufig. So nahert sich die Volligkeit weiterdem Rechteck, die Spannungsresultierende wan-dert in Richtung des Schwerpunkts der gezogenenQuerschnittsflache. Wie Vergleichsrechnungenzeigen, wird mit w w w0 am gezogenen Rand dieMomententragfahigkeit im Allgemeinen rechtgut abgebildet [127].

Unter dem Gesichtspunkt der einfacheren mathe-matischen Handhabbarkeit auch fur Querschnittemit nicht-rechteckformiger Betonzugzone kanndie „genauere“ Spannungsverteilung nach Bild65a in einen in Hinblick auf die Momententragfa-higkeit aquivalenten Spannungsblock nach Bild64b uberfuhrt werden.

Um mit dem Spannungsblock die Faserwirkungnicht zu uberschatzen, wird fur den Fall, dass dieBreite des Querschnitts in Richtung des gezo-genen Querschnittsrandes abnimmt, empfohlen,0,85 scf0d anstelle von 0,9 scf0d als Spannungswertdes Faserbetons in der Zugzone zu berucksichti-gen.

Als Betonspannung am gedruckten Querschnitts-rand kann vereinfachend der Bemessungswertder Betondruckfestigkeit fcd angesetzt werden(vgl. Spannungsblock fur die Bemessung von nor-mal- und hochfesten Betonen).

Da das Erreichen der Elastizitatsgrenze bei Be-wehrungsstahlen mit ausgepragter Streckgrenzein der Regel zunachst eine Lokalisierung der wei-teren Verformungen in dem die Tragfahigkeit be-stimmenden Riss zur Folge hat, sollte die Beton-stahlspannung bei Anwendung des vorgeschlage-nen Bemessungsmodells auf den Bemessungswertder Streckgrenze fyd beschrankt werden. Alterna-tiv kann im Falle einer Ausnutzung der Verfesti-gung des Betonstahls bis zur Zugfestigkeit wegen

der dann bereits sehr großen Rissbreiten der Bei-trag der Fasern auf der sicheren Seite liegend un-berucksichtigt bleiben.

In Bild 65 ist das vorgeschlagene einfache Modellfur die Bemessung fur Biegung und Normalkraftnoch einmal zusammenfassend dargestellt.

Fur den Rechteckquerschnitt erhalt man die fol-genden inneren Krafte:

Fcd w 0,5 � b � x � fcd (23a)

Fsd wAs � fyd (23b)

Ffd w 0,81 � b � hs xð Þ � scf0d (23c)

Die von der Bemessung des Stahlbetons bekann-ten Gleichgewichtsbedingungen lauten unter Be-rucksichtigung des Beitrags der Fasern:

Kraftegleichgewicht:

Hw 0wNEd s Fs1d SFcd s Ffd (24a)

Momentengleichgewicht:

SMw 0wMEds s Fcd � (ds x=3)

S Ffd � (ds 0,45 � xs 0,55 � h) (24b)

5.2.4 Bemessung fur Querkraft

Fur den Nachweis der Querkrafttragfahigkeit wer-den nach DIN EN 1992-1-1 [106, 107] flachigeBauteile (Platten) und stabformige Bauteile (Bal-ken) unterschieden. Platten bieten aufgrund ihrerraumlichen Ausdehnung Umlagerungsmoglich-keiten bei lokaler �berbeanspruchung und durfendaher in definierten Grenzen ohne Querkraftbe-wehrung ausgefuhrt werden. Stabformige Bau-teile besitzen diese Moglichkeit nicht. Hier istgrundsatzlich eine Mindestquerkraftbewehrunganzuordnen. Diese von normalfestem Beton be-kannten Grundsatze gelten auch fur UHPC-Bau-teile.


IX

Bild 65. Einfaches Modell furdie Bemessung fur Biegung undLangskraft [110]

5.2.4.1 Versuche an der Universitat Kassel

Zur Ermittlung der Querkrafttragfahigkeit vonBauteilen aus UHPC wurden an der UniversitatKassel 4-Punkt-Versuche an Balken durchgefuhrt.

Fehling/Bunje untersuchten in einer ersten Ver-suchsserie (Balken S1 bis S4) Balken ohne Quer-kraftbewehrung sowie ohne Faserbewehrung[108]. Es handelte sich dabei um Balken mit Rech-teckquerschnitt und verschiedenen Langsbeweh-rungsgraden (Bild 66). Bei allen Versuchskorpernstellte sich ein Querkraftversagen ein (Bild 67).Die ermittelten Versuchswerte lassen sich mitdem Modell nach Zink [129] sehr gut nachvollzie-hen. Dieses Modell basiert in erster Linie auf derSchubtragfahigkeit der Biegedruckzone, wie Bild68 zeigt.

Zur Ermittlung der Querkrafttragfahigkeit Vu,ct er-fasst Gl. (25) zusatzlich den bruchmechanischenEinfluss der Spannungsubertragung auf Zug im

Bereich der Rissspitze und einen Term zur Be-rucksichtigung der Schubschlankheit a/d:

Vu,ct w2

3� bw � kx � d � fct � 4 � d

a

� �1=4� 5 � lch

d

� �1=4(25)

mit

bw Stegbreite

kx bezogene Druckzonenhohe x/d

d statische Nutzhohe

fct Zugfestigkeit der Betonmatrix

a Abstand der eingeleiteten Einzellast vomAuflager

lch wEc � Gf

f2ct

charakteristische Langenach Hillerborg [114] (26)

170 UHPC

Bild 66. Bewehrungsskizze der Versuchsbalken [104]

Bild 67. Versagensbilderder ersten Versuchsseriean Balken ohne Quer-kraftbewehrung und ohneFaserbewehrung [104]

Fur die Nachrechnung der Versuche wurde fur fa-serfreien UHPC abschatzend Gf w 143 N/m inAnlehnung an die Werte nach Remmel [124] undGrimm [113] fur hochfesten Beton angesetzt.Bild 69 zeigt eine gute �bereinstimmung mit denVersuchsergebnissen. Da die Druckzonenhohemaßgeblich vom Langsbewehrungsgrad rl be-stimmt wird, ist dieser als Abszisse in Bild 69 auf-getragen.�hnliche Ergebnisse wie nach dem Modell vonZink erhalt man fur den Bemessungswert der Quer-krafttragfahigkeit fur biegebewehrte Bauteile ohneQuerkraftbewehrung nach DIN EN 1992-1-1[106, 107]:

VRd,c w 0,1 � k � 100 � rl � fckð Þ1=3 S 0,12 � scph i� bw � d (27)

mit

fck charakteristischer Wert der Beton-druckfestigkeit

k Maßstabsfaktor

kw 1S

ffiffiffiffiffiffiffiffi200

d

rJ 2,0 (28)

rl Langsbewehrungsgrad in der Zugzone

scp Betonspannung infolge Langskraft;scp wNEd=Ac (NEd als Druckkraft positiv)

In einer zweiten Serie untersuchten Fehling/BunjeBalken aus faserbewehrtem UHPC ohne Quer-kraftbewehrung (Balken S1F bis S4F), welche inihren Abmessungen denen der ersten Serie ent-sprachen [108].

Diese Versuche zeigten eine wesentlich großereTragfahigkeit als bei den vergleichbaren Probe-korpern der Serie 1. Es wurde in allen Fallen dievolle Biegetragfahigkeit erreicht, und es konnteausgepragt duktiles Verhalten festgestellt werden.Lediglich beim Versuchskorper S1F mit dem sehrhohen Langsbewehrungsgrad von rl w 7,2%stellte sich ein kombiniertes Biege- und Quer-kraftversagen ein (Bild 70).

Im Rahmen des Schwerpunktprogramms SPP1182 „Nachhaltiges Bauen mit UHPC“ untersuch-ten Fehling/Thiemicke [111] das Querkrafttrag-verhalten von faserbewehrten Feinkorn-UHPC-Balken mit und ohne stabformiger Querkraftbe-wehrung. Um Querkraftversagen zu erzwingen,wurden Versuchskorper entworfen, die im Unter-suchungsbereich einen stark profilierten Doppel-


IX

Bild 68. Querkraftmodellnach Zink [129]

Bild 69. Querkrafttragfahigkeit in Abhangigkeit des Langsbewehrungsgrades [104]

T-Querschnitt aufweisen (Bild 71). Der Steg be-sitzt dort eine Dicke von 30 mm, das Stegfeldeine Abmessung von etwa 1,16 m q 0,20 m.

In allen Balken der Versuchsserie wurde eine iden-tische Biegezugbewehrung aus Stabstahl B 500angeordnet (Bild 72). Die Bewehrung der Balkenunterscheidet sich nur in der Menge der zugegebe-nen hochfesten Stahlfasern (ft w 2500 N/mm2) so-wie in der Anordnung von stabformiger Quer-kraftbewehrung (Tabelle 5).

In begleitenden Materialversuchen wurdenDruckfestigkeiten zwischen 185 und 224 N/mm2

sowie Biegezugfestigkeiten von 7,4 N/mm2 furUHPC ohne Fasern und 23,2 N/mm2 fur UHPCmit Fasern ermittelt. Der Elastizitatsmodul konntezu i 45.000 N/mm2 bestimmt werden.

Die Balken wurden in einem 3-Punkt-Versuchweggeregelt getestet. Das Querkraftversagenstellte sich fur alle Versuchskorper im Steg ein.Die beobachtete Schubrissbildung zeigte in denBalken ohne Faserbewehrung einen großerenRissabstand und großere Rissbreiten, wahrenddie Balken mit Faserbewehrung eine großere An-zahl von Rissen mit geringerem Abstand und klei-neren Rissen entwickelten und erst kurz vor Errei-chen der Bruchlast zwei Versagensrisse mit deut-lich großerer Rissbreite zu beobachten waren(Bild 73). In den Balken mit Bugelstaben rissendiese bei Erreichen der Hochstlast.

Die erreichte Bruchlast stieg zunachst mit Zugabevon Fasern bzw. Anordnung von Bugeln gegen-uber dem Versuchskorper ohne Querkraftbeweh-rung und stieg erneut bei kombinierter Anordnungvon Fasern und Bugelstaben (Bild 74).

172 UHPC

Bild 70. Versagensbilder der zweiten Serie (links) sowie Detailaufnahmen des Querkraftversagens (rechtsoben) und des kombinierten Biege-/Querkraftversagen (rechts unten) [104]

Bild 71. Geometrie derVersuchsbalken [111]

Tabelle 5. Variation der Querkraftbewehrung [111]

Schubbewehrung Q Q-B1 Q-F1 Q-F1-B1

Gerader Bugelstab Ø 5 mm,Abstand 105 mm

– S – S

1 Vol.-% Stahlfasern Ø 0,175 mm,Lange 13 mm

– – S S


IX

Bild 72. Grundbewehrung [111]

Bild 73. Versagensbild des Balkens aus UHPFRC ohne Bugelbewehrung [111]

Bild 74. Last-Durchbiegungs-Kurven der unterschiedlich bewehrten Balken [111]

5.2.4.2 Versuche an der RWTH Aachen

Ebenfalls im Rahmen des Schwerpunktpro-gramms SPP 1182 „Nachhaltiges Bauen mitUHPC“ untersuchten Hegger/Bertram das Quer-krafttragverhalten von vorgespannten UHPC-Bal-ken [100, 102].

Die verwendeten Betone basieren auf Mischungs-empfehlungen des Schwerpunktprogramms derDFG. Die Grundmischung M0 hat einen Faserge-halt von 2,5 Vol.-%. Aus Grunden der Nachhaltig-keit wurden auch kleinere Fasergehalte unter-sucht. Referenzversuche ohne Fasern wurdenebenfalls durchgefuhrt. Alle verwendeten Fasernwaren glatt, ohne Haken und besaßen Zugfestig-keiten oberhalb von 2000 N/mm2.

Es wurden Vollwandtrager und Trager mit Steg-offnungen untersucht. Die wesentlichen Versuchs-parameter waren der Fasergehalt, die Vorspan-nung und die Schubschlankheit. Der Auflager-uberstand betrug bei allen Versuchen einheitlich15 cm. Bei den Tragern mit Stegoffnungen wur-den die Anzahl der �ffnungen, der Abstand zwi-

schen Auflager und �ffnung sowie zwischen den�ffnungen als wichtigste Versuchsparameter va-riiert. Der Querschnitt war bei allen Versuchenidentisch (Bild 75). An jedem Trager wurdenzwei Querkraftversuche durchgefuhrt.Die Vorspannung liefert einen wesentlichen Bei-trag zur Querkrafttragfahigkeit. Der bereits amAuflager eingeleitete Anteil der Vorspannung ver-starkt die Bogentragwirkung (Bild 76). Ist die�bertragungslange großer als der Auflageruber-stand, steht die Vorspannung entsprechend nuranteilig zur Verfugung. Der Verlauf der Verbund-spannungen und die daraus resultierende �ber-tragungslange sind daher grundlegend fur die Be-stimmung des Sprengwerktraganteils. Experimen-telle Untersuchungen zum Verbundverhalten wur-den daher den Querkraftversuchen vorangestellt[101].Grundsatzlich war bei den Querkraftversuchen einsehr steifes Last-Verformungs-Verhalten zu be-obachten. Bild 77 stellt die im Versuch erreichteQuerkraft der Vollwandtrager in Abhangigkeitder Durchbiegung am Lasteinleitungspunkt dar.

174 UHPC

Bild 75. Versuchsaufbau und Tragerquerschnitt [102]

Bild 76. Einfluss der Vorspannkraft auf die Ausbildung des Druckbogens [102]

Die Kurven in Bild 77a verdeutlichen eindrucks-voll den Einfluss unterschiedlicher Fasergehalteauf die Querkrafttragfahigkeit bei gleicher Vor-spannung. Die Risswinkel der Versagensrisse be-trugen zwischen 20h und 24h. Neben der Tragfa-higkeitssteigerung sind das duktile Versagen unddie Versagensvorankundigung die wesentlichenVorteile des Zusatzes von Stahlfasern.

Im Vergleich dazu ist der schnelle Steifigkeitsver-lust bei den Tragern ohne Fasern auffallig (Bild78). Hier treten ausgepragte Sprunge in der Stei-figkeit auf, die durch Risslokalisierung verursachtwurden.

Bei den Tragern mit Stegoffnungen ist der Ein-fluss der Stahlfasern noch deutlicher erkennbarals bei den Vollwandtragern. Die Fasertragwir-kung fallt mit zunehmender Schubrissbreite aus.Erst am Ende des plastischen Astes kommt eszum vollstandigen Ausfall der Fasertragwirkungund zu einem deutlichen Lastabfall.

5.2.4.3 Versuche an der TU Delft

Im Rahmen eines Forschungsprogramms an derTU Delft wurde 2004 eine Versuchsreihe an dreiBalken durchgefuhrt [125], mit Abmessungenwie in Bild 79 dargestellt. Die mittlere Beton-


IX

Bild 77. Einfluss des Fasergehaltes und der Schubschlankheit auf die Querkrafttragfahigkeit [102]

Bild 78. Einfluss der Vorspannkraft auf die Ausbildung des Druckbogens [102]

Bild 79. UHPC-Balken furSchubversuche an der TUDelft [125]

druckfestigkeit betrug 140 N/mm2. Der Beton ent-hielt 0 Vol.-%, 0,8 Vol.-% und 1,6 Vol.-% geraderStahlfasern 13 mm/0,16 mm. Die Biegebeweh-rung bestand aus 2 Staben ds w 25 mm. Es gab wei-terhin keine Schubbewehrung. Alle Balken versag-ten auf Schub. Bild 80 zeigt die Bruchbilder.

Aus den unterschiedlichen Versagenslasten, die inBild 81 angegeben sind, und aus den zugehorigenRissbildern ergibt sich, dass die Fasern einen er-heblichen Einfluss auf das Schubtragverhalten ha-ben. Die Schubtragfahigkeiten wurden mit dertheoretischen Tragfahigkeit nach Eurocode 2 ver-

176 UHPC

Bild 80. Bruchbilder der UHPC-Balken mit Faserbewehrung 0, 0,8 und 1,6 Vol.-%(von oben nach unten) [125]

Bild 81. Versuchsanordnung der Durchstanzversuche an dunnen UHPC-Platten [121]

glichen. In dieser Norm wird die Schubtragfahig-keit von Balken mit Schubbewehrung mit der Me-thode der variablen Druckstrebenneigung berech-net. Nach dieser Methode darf die Druckstreben-neigung u im Bereich 1J cot uJ 2,5 frei gewahltwerden. Die bei dieser Neigung aktivierte Schub-bewehrung tragt zur Schubtragfahigkeit bei. DieSchubtragfahigkeit folgt dann aus:

Vu w bw � d � cot u � Asw

tfsy (29)

mit

bw Stegbreite

d statische Nutzhohe

u Druckstrebenneigung

Asw Querschnittsflache eines Bugels

t Bugelabstand

fsy Fließspannung des Bugelstahls

Bei Einsatz von Fasern als Querkraftbewehrungkann folgender Ansatz verwendet werden:

Vu w bw � h � cot u � spf (30)

mit

h maximale Querschnittshohe

spf Nachrisszugfestigkeit (Faserwirksamkeit),wobei ein konstantes Spannungsniveau an-genommen wird

In Gl. (30) wird die Querschnittshohe h anstelleder statischen Nutzhohe d verwendet, weil zu er-warten ist, dass auch die Fasern unterhalb derLangsbewehrung zur Schubtragfahigkeit beitra-gen. Da die Fasern erwartungsgemaß auch einenpositiven Einfluss auf die Rotationsfahigkeit derDruckstreben haben, wird angenommen, dass dieGrenzen der Druckstrebenneigung auf 1 J cot uJ 3 erweitert werden konnen.Bei zentrischen Zugversuchen wurde die Nach-risszugfestigkeit bestimmt. Die entsprechendenWerte sind spf w 5,6 und 9,0 N/mm2 fur die Faser-gehalte 0,8 und 1,6 Vol.-%. Mit der zusatzlichenAnnahme cot u w 3 gibt es eine ausreichende�bereinstimmung der so ermittelten Querkraftemit den Versuchswerten (s. Tabelle 6).Selbstverstandlich konnen diese Ergebnisse nurals vorlaufig betrachtet werden. Der Vergleichzeigt jedoch, dass es eine interessante Option dar-

stellt, die bekannten Beziehungen fur UHPC zu er-weitern.

5.2.5 Durchstanzen

An der Hochschule fur Technik und ArchitekturFreiburg [121] wurde der Tragwiderstand gegenDurchstanzen an dunnen faserbewehrten UHPC-Platten mit und ohne zusatzliche Betonstahlbeweh-rung untersucht (Bild 81). Die Dicke der Platten be-trug 30 bis 80 mm. Die Probekorper wurden durchacht kreisringformig angeordnete Zugstangen ge-lenkig verankert und durch einen Hydraulikzylin-der mittig belastet. Die Lasteinleitung erfolgtedurch einen Stempel mit Durchmesser 80 mm.Die ausschließlich faserbewehrten Platten versag-ten ausnahmslos auf Biegung. Die stabstahlbe-wehrten Platten konnten bis zum Fließen der Bie-gezugbewehrung belastet werden. Sie versagtenanschließend auf Durchstanzen.Zur rechnerischen Bestimmung des Durchstanz-widerstands werden die folgenden Beziehungenangegeben [121]:a) Traganteil der Betonmatrix [122]:

VR,c

b0 � d �ffiffiffiffifc

p w3=4

1S 15 � c � d16S dg

(31)

mit

b0 Umfang des kritischen Rundschnitts imAbstand d/2 vom Rand der Lasteinleitungs-flache entfernt

d statische Nutzhohefc Druckfestigkeit des UHPCc Rotationswinkel der Platte (s. Bild 82)dg Großtkorndurchmesser, wird fur UHPC zu

null angenommen

Traganteil der Fasern:

VR,f w1

K�ðAp

sf wð Þ � dAp (32)

mit

K Beiwert zur Berucksichtigung der Faser-orientierung

sf wð Þ Spannungs-Rissoffnungs-Beziehung desfaserbewehrten UHPC

Ap Rissflache des Durchstanzkegels


IX

Tabelle 6. Schubtragfahigkeit aus Versuchen in Vergleich zu berechneten Werten nach Gl. (30) mitcot u w 3

Vf ( %) spf (N/mm2) Vu,theor (kN) Vu,test (kN)

Balken 2 0,8 5,6 311 340

Balken 3 1,6 9,0 500 531

Die Auswertung von Gl. (31) erfordert die Kennt-nis der Querkraft-Rotations-Beziehung, welchezunachst rechnerisch ermittelt werden muss[122]. Da der Beitrag der Matrixentfestigung(Kornverzahnung) bereits im Traganteil der Be-tonmatrix enthalten ist, bleibt er in der anzusetzen-den Spannungs-Rissoffnungs-Beziehung des Fa-serbetons sf wð Þ unberucksichtigt. Der Gesamt-tragwiderstand ergibt sich dann durch Additionder Traganteile der Betonmatrix und der Fasern.

In Bild 83 sind die Versuchsergebnisse ausge-wahlter Platten dem Bruchkriterium nach denGln. (31) und (32) gegenubergestellt. Dieschwarze durchgezogene Linie beschreibt denTragwiderstand des faserfreien Betons. Die gestri-chelten Linien reprasentieren den Traganteil derFasern. Durch Summation ergeben sich dann diein unterschiedlichen Grautonen dargestelltendurchgezogenen Kurven. Fur Versuchskorper, diedie Bruchumhullende nicht erreichen, ist Biege-versagen maßgebend.

5.2.6 Stabwerkmodelle

Stabwerkmodelle bestehen aus Betondruckstre-ben, Zugstaben und verbindenden Knoten. DieZugstabe reprasentieren im reinen Stahlbetonbaudie Bewehrungsstabe.Bei der Ermittlung der Strebenkrafte des Stab-werkmodells muss das Gleichgewicht berucksich-tigt werden. Um zudem die Vertraglichkeit derVerformungen fur das Bauteil zu gewahrleisten,sollte die linear-elastisch ermittelte Verteilungder Druck- und Zugspannungen durch die Anord-nung der Zug- und Druckstreben moglichst gut ab-gebildet werden.Die prinzipielle Herangehensweise beim Entwurfeines Stabwerkmodells kann auch bei Kombina-tion der Stabbewehrung mit Fasern beibehaltenwerden. Bei der Bemessung darf eine Anrechnungder Fasern auf die Tragfahigkeit der Zugstrebenerfolgen.Fur ausschließlich faserbewehrten UHPC er-scheint die Bemessung auf der Grundlage einerlinear-elastischen oder nichtlinearen Finite-Ele-mente-Berechnung besser geeignet.

178 UHPC

Bild 82. MechanischesModell zur Ermittlung desFaserbeitrags [121]

Bild 83. Vergleich des Bruchkriteriums mit den Versuchsergebnissen [121]

5.2.6.1 Tragfahigkeit der Druckstreben

Versuche zur Druck-Zug-Festigkeit von gerisse-nem stabstahlbewehrten, jedoch faserfreienUHPC an scheibenformigen Probekorpern [109]ergaben fur den Fall parallel zur Druckrichtungverlaufender Risse eine Abminderung der Tragfa-higkeit gegenuber der einaxialen Druckfestigkeitvon bis zu 50% bei großen Querdehnungen bzw.Rissbreiten. Durch die Zugabe von 1,0 Vol.-% Fa-sern ergab sich eine Abminderung von nur nochmaximal 30%.Darauf basierend wird vorgeschlagen, den Bemes-sungswert der Druckstrebenfestigkeit wie folgt zubegrenzen:

sRd,max w n � fcd (33)

mit

fcd Bemessungswert der einaxialen Druck-festigkeit des UHPC

n Abminderungsbeiwert zur Berucksichtigungdes Einflusses der Querzugbeanspruchungund der Rissbildung auf den Bemessungs-wert der Druckstrebenfestigkeit

Fur „ausreichend duktilen“ (s. Abschn. 5.2.1) fa-serverstarkten UHPC werden die folgenden Bei-werte n empfohlen:

nw 1,0 fur ungerissene, durch Querzug bean-spruchte Druckstreben

nw 0,70 fur Druckstreben parallel zu Rissen

nw 0,50 fur Druckstreben, die Risse kreuzen

Fur UHPC ohne ausreichende Duktilitat sollte derBeiwert n konservativ wie folgt angenommenwerden:

nw 0,85 fur ungerissene, durch Querzug bean-spruchte Druckstreben

nw 0,50 fur Druckstreben parallel zu Rissen

nw 0,40 fur Druckstreben, die Risse kreuzen

5.2.6.2 Tragfahigkeit der Zugstreben

Bei kombinierter Bewehrung bestehend aus Stab-stahlund Faserbewehrung darf die Mitwirkungder Fasern in einem angemessenen Bereich umdie Stabstahlbewehrung herum auf die Tragfahig-keit der Zugstreben angerechnet werden. Der Be-messungswert der Zugstrebentragfahigkeit ergibtsich damit wie folgt:

FRd wAs � fyd SAc,ef � scf0d (34)

mit

As Querschnittsflache der Stabbewehrung,die durch die Zugstrebe reprasentiert wird

fyd Bemessungswert der Streckgrenze derStabbewehrung

Ac,ef Betonquerschnittsflache, die der Zugstrebezugeordnet werden kann (Bereich um dieStabstahlbewehrung herum) und die imEinzelfall sinnvoll festzulegen ist

scf0d Bemessungswert der Faserwirksamkeit

5.2.6.3 Tragfahigkeit der Knoten

Zur mehraxialen Festigkeit von UHPC wurdenUntersuchungen von Curbach/Speck [105] durch-gefuhrt. Danach wird die Tragfahigkeit bei biaxia-ler Druck-Druck-Belastung im ebenen Span-nungszustand gegenuber der einaxialen Druckfes-tigkeit deutlich weniger gesteigert als dies bei nor-malfestem Beton der Fall ist. Gilt fur dieHauptspannungen s1 ws2, so wird bei faserfreiemUHPC sogar nur die einaxiale Festigkeit erreicht.Erst durch die Zugabe von 2,5 Vol.-% Fasernkonnte eine Steigerung der Festigkeit von etwa7% erzielt werden.

Der Bemessungswert der Knotentragfahigkeitsollte deshalb selbst fur faserbewehrten UHPCsehr vorsichtig abgeschatzt werden. Auf der Basisvon Gl. (33) konnen fur den Beiwert n die folgen-den Werte empfohlen werden:

nw 1,0 fur Druck-Druck-Knoten (ohne Ver-ankerung von Zugstreben)

nw 0,70 fur Druck-Zug-Knoten (mit Veranke-rung von Zugstreben) in faser-bewehrtem UHPC mit „ausreichenderDuktilitat“

nw 0,50 fur Druck-Zug-Knoten (mit Veranke-rung von Zugstreben) in faser-bewehrtem UHPC ohne „ausreichendeDuktilitat“

5.2.7 Teilflachenbelastung

Versuche zur Tragfahigkeit von Fein- und Grob-korn-UHPC unter Teilflachenbelastung wurdenvon Klotz/Holschemacher [115] durchgefuhrt. Pro-bekorper mit den Abmessungen 20 cm q 20 cmq 40 cm und 20 cm q 20 cm q 20 cm, die zumTeil unbewehrt und zum Teil mit einer Wendelbe-wehrung und Langsbewehrungsstaben versehenwaren, wurden durch kreisformige Stempel mitDurchmessern von 30 und 50 mm belastet. Durchdie unbewehrten Proben konnten Druckspannun-gen in Hohe der 2,0 bis 3,7-fachen einaxialenDruckfestigkeit aufgenommen werden. Das Ver-sagen erfolgte sprode durch Spaltbruch. Durchdie Umschnurungswirkung der Wendel konntedie Tragfahigkeit auf das bis zu 5,5-Fache der ein-axialen Druckfestigkeit gesteigert werden.

Fur unbewehrten Grobkorn-UHPC wird in [115]vorgeschlagen, die aufnehmbare Teilflachenbe-lastung FRd auf 75% des Wertes nach DIN EN


IX

1992-1-1 zu begrenzen. Fur Feinkorn-UHPC kannein Beiwert von 2/3 abgeleitet werden.

Fur den haufigen Fall, dass sich im Beton unter derkonzentrierten Krafteinleitung ein flaschenformi-ges Druckspannungsfeld ausbildet und die dabeiauftretenden Querzugspannungen nicht durch Be-wehrung bzw. Umschnurung aufgenommen wer-den, kann Spalten des Betons bereits bei Spannun-gen deutlich unter der einaxialen Druckfestigkeiteintreten und so die aufnehmbare Teilflachenbe-lastung limitieren [126].

Experimentelle Untersuchungen zum flaschenfor-migen Druckfeld [118] lieferten fur UHPC auf-grund des gegenuber normalfestem Beton unguns-tigeren Verhaltnisses der Zug- zur Druckfestigkeiteine deutlich verminderte, auf die einaxialeDruckfestigkeit bezogene aufnehmbare Teilfla-chenpressung. Die fur Betone unterschiedlicherGute erzielten Ergebnisse sind in Bild 84 aufgetra-gen. Als Darstellungsform wurde das von Schlaichund Schafer [126] angegebene Diagramm fur dietheoretische Risslast ebener flaschenformigerDruckfelder gewahlt. Wahrend der normalfesteBeton etwa der Kurve v w 0,09 zugeordnet wer-den kann, wurden fur den hochfesten Beton undden faserfreien UHPC fast ausnahmslos bezogeneaufnehmbare Teilflachenpressungen kleiner 1 er-mittelt (v w 0,04 bzw. v w 0,03).

Durch die Zugabe von Fasern konnte die Tragfa-higkeit flaschenformiger Druckfelder aus UHPCerheblich gesteigert werden. Bereits ein Faserge-halt von 1,0 Vol.-% bewirkte mehr als eine Ver-dopplung der aufnehmbaren Teilflachenpressung.Maßgebende Versagensart blieb jedoch Spalten,da Druckversagen an der Lasteinleitung wegender dort vorherrschenden Querdehnungsbehinde-rung praktisch ausgeschlossen war.

5.2.8 Ermudung

Basierend auf den Untersuchungsergebnissen in[128] wird in [119] vorgeschlagen, den Bemes-sungswert der Ermudungsfestigkeit nach einemmodifizierten Ansatz des CEB-FIP Model Code90 [120] zu bestimmen:

fcd,fat w 0,85 � bcc tð Þ � fck � 1s fck=40 fck0ð Þ=gc(35)

mit

fck0 w 10MN=m2

bcc tð Þ Beiwert zur Berucksichtigung des Festig-keitsanstiegs infolge fortschreitenderHydratation

gc Teilsicherheitsbeiwert fur UHPC unterDruckbeanspruchung

180 UHPC

Bild 84. Vergleich der rechnerischen Rissspannungen nach Schlaich/Schafer [126] mit der auf die einaxialeDruckfestigkeit bezogenen aufnehmbaren Teilflachenpressung im Versuch [118]

Gegenuber Model Code 90 wurde der Vorfaktorvon fck0 von 25 auf 40 angehoben. Die Modifika-tion wurde notwendig, da die Anwendung des An-satzes nach Model Code 90 ansonsten fur Festig-keiten ab fck w 125N=mm2 zu einer Abnahmedes Bemessungswerts der Ermudungsfestigkeitgefuhrt hatte.

In [128] wird fur UHPC der Teilsicherheitsbeiwertgc w 1,5 abgeleitet.

5.3 Nachweise in den Grenzzustanden derGebrauchstauglichkeit

5.3.1 Begrenzung der Rissbreite

Beim Nachweis der Begrenzung der Rissbreitemuss zwischen ausschließlich faserbewehrtenBauteilen und Bauteilen mit einer Kombination,bestehend aus Fasern und konventioneller Beton-oder Spannstahlbewehrung, unterschieden wer-den.

Im ersten Fall kann die Rissbreite in Abhangigkeitdes vorhandenen Spannungsniveaus infolge auße-rer Beanspruchung direkt mithilfe der Spannungs-Rissoffnungs-Beziehung ermittelt werden. Auf-grund der bestehenden Unsicherheiten bezuglichder Verteilung und Orientierung der Fasern solltedie Faserwirkung jedoch sehr vorsichtig abge-schatzt werden.

Da bezuglich der Auswirkungen langandauernderoder wiederholter Beanspruchung auf das Trag-verhalten des gerissenen faserbewehrten UHPCbislang noch keine abgesicherten Erkenntnissevorliegen, wird man mit Blick auf die Dauerhaf-tigkeit bestrebt sein, Rissbildung unter Ge-brauchslasten (seltene Einwirkungskombination)moglichst ganzlich zu vermeiden. Haufig ergibtsich diese Situation automatisch, da fur die Be-messung im Grenzzustand der Tragfahigkeit aufentsprechend hoherem Sicherheitsniveau nochReserven benotigt werden.

Fur faserbewehrten UHPC, der im zentrischenZugversuch selbst unter Berucksichtigung descharakteristischen Werts der Faserwirksamkeitnoch verfestigendes Nachrissverhalten zeigt,kann, davon abweichend, Rissbildung auch unterGebrauchslasten zugelassen werden, da die in die-sem Fall zu erwartenden Rissbreiten in Hinblickauf die Dauerhaftigkeit unschadlich sind. Diesgilt selbstverstandlich auch fur den Fall, dass sol-che Betone mit kontinuierlichen Bewehrungsele-menten verstarkt werden.

Meist werden jedoch in Kombination mit Beton-oder Spannstahlbewehrung nur moderate Faserge-halte eingesetzt, sodass der faserverstarkte UHPCallein kein verfestigendes Verhalten aufweist. Indiesem Fall sollte die Entwicklung der Rissbreitenim Gebrauchszustand genauer untersucht werden.

Den Ausgangspunkt bildet dabei die allgemeine,von Stahlbeton bekannte Gleichung zur Bestim-mung des charakteristischen Wertes der Rissbreitewk:

wk w sr,max � esm s ecmð Þ (36)

mit

sr,max maximaler Rissabstand bei abgeschlosse-ner Rissbildung (maximale Lange, uber dieSchlupf zwischen Stahl und Betonherrscht); bei Einzelrissen ist sr,max gleichder zweifachen Lasteinleitungslange les derStabbewehrung

esm uber sr,max gemittelte Stahldehnung

ecm uber sr,max gemittelte Betondehnung

Bild 85 zeigt fur den (Ersatz-)Zugstab qualitativdie Verzerrungsverlaufe fur die Stabbewehrungund den Beton (Matrix) im Bereich eines Einzel-risses (a) sowie fur das abgeschlossene Rissbild(b). Dabei ist der Einfluss des vergleichsweise ho-hen Schwindmaßes von UHPC auf die Verzerrun-gen berucksichtigt.

Die Stahlkraft Fs ist unter Berucksichtigung derMitwirkung der Fasern zu ermitteln. Hierauf wirdan spaterer Stelle naher eingegangen. Sie fallt so-mit kleiner aus als fur den reinen Stahlbeton. DieEntlastung der Stabbewehrung durch die Fasernwirkt sich auch gunstig auf die Lasteinleitungs-lange bzw. den Rissabstand aus. Um einen neuenRiss zu erzeugen, muss durch den Beitrag desStabstahls nun nur noch die um die Faserbeton-spannung scf verminderte Rissspannung des fa-serbewehrten UHPC fctfm eingeleitet werden.

Die mittlere Verzerrungsdifferenz zwischen Stab-bewehrung und Betonmatrix kann auf der Grund-lage von Bild 85 wie folgt geschrieben werden[117]:

esm s ecm w efs s e*cs sab � fctfm � 1Sae � refð Þsscfref � Es

j 1sabð Þ � efs s e*cs� �

(37)

mit

efs Stahldehnung im Riss unter Berucksichti-gung der Fasern (Gleichgewicht am Quer-schnitt)

ab Formbeiwert zur Beschreibung der Ver-zerrungsverlaufeab w 0,6 fur Kurzzeitbelastungab w 0,4 fur langandauernde und wieder-holte Belastung

fctfm Mittelwert der Rissspannung des faser-bewehrten UHPC(Betonmatrix S Faserwirkung)


IX

ref effektiver Bewehrungsgrad der Stab-bewehrungref wAs=Ac,ef

As Querschnitt der Stabbewehrung

Ac,ef Wirkungsbereich der Bewehrung zur Be-rucksichtigung der nichtlinearen Span-nungsverteilung in der Betonzugzone amEnde der Lasteinleitungslange der Stab-bewehrung

scf durch die Fasern ubertragene Zugspannungim Riss (siehe unten)

e*cs Schwinddehnung des Betons am Rissufernach der Rissbildung. Wenn Schwinden

und Kriechen affin zueinander verlaufen,kann dieser Wert wie folgt ermittelt werden:

e*cs wecs � 1Sae � reffð Þ

1Sae � reff � 1S r � fð Þ (38)

Auf der sicheren Seite liegend kann e*csgleich dem freien Schwindmaß des Betonsecs angenommen werden.

ae Verhaltnis der Elastizitatsmoduln von Stahlund faserbewehrtem UHPCae wEs=Ec

f Kriechwert des UHPC

r Relaxationsbeiwert, kann mit r w 0,8abgeschatzt werden

182 UHPC

Bild 85. Qualitative Verlaufe der Verzerrungen der Stabbewehrung und der Betonmatrix unterBerucksichtigung des Schwindens des Betons [117]; a) Einzelriss, b) abgeschlossenes Rissbild

Der erste Term auf der rechten Seite von Gl. (37)beschreibt das abgeschlossene Rissbild, derzweite den Einzelriss.

Die im Riss wirksame Faserbetonspannung kannmithilfe der Spannungs-Rissoffnungs-Beziehungbestimmt werden. In der Phase der Faseraktivie-rung kann die Formulierung aus Abschnitt5.2.2.2 ubernommen werden, wobei anstelle desBemessungswerts der Faserwirksamkeit der cha-rakteristische Wert als Maximalwert anzusetzenist.

scf wscf0k � 2 �ffiffiffiffiffiffiwk

w0

rs

wk

w0

� �(39)

mit

scf0k charakteristischer Wert der Faserwirksamkeit

Da die Faserbetonspannung in der Phase des Aus-zugs zunachst nur wenig abfallt, darf beim Nach-weis der Begrenzung der Rissbreite fur wk iw0vereinfachend

scf wscf0k (40)

angenommen werden.

Die zweifache Lasteinleitungslange bzw. der ma-ximale Rissabstand sr,max ergeben sich wie folgt[117]:

sr,max wfctfm sscf� � � ds

2 � tsm � refJ

efs s e*cs� � � Es � ds

2 � tsm(41)

mit

ds Durchmesser der Stabbewehrung

tsm mittlere Verbundspannung der Stab-bewehrung innerhalb von sr,max

Anhaltswerte fur die mittlere Verbundspannungtsm liefern Tabelle 7 und Bild 86. Sie wurden – ba-sierend auf den Ergebnissen von Auszieh-Versu-chen – auf analytischemWege fur die Anwendungbeim Rissbreitennachweis abgeleitet [116, 117].

Die zur Auswertung der Gln. (37) und (41) beno-tigte Stahldehnung efs im Riss ist unter Beruck-sichtigung der Kraftubertragung der Fasern imRissquerschnitt zu bestimmen.

Fur den zentrisch auf Zug beanspruchten Dehn-korper gilt aus Gleichgewichtsgrunden (Bild 87):

Fs wNsFf wNsscf � Ac (42)

Die durch die Fasern ubertragene Zugspannungscf im Riss ist in Abhangigkeit der Rissbreitenach den Gln. (39) und (40) zu bestimmen.

Fur Querschnitte unter Biegung und Langskraftgestaltet sich die Ermittlung der Stahlkraft Fs

schwieriger, da neben Faserbetonspannungen inder Zugzone auch Spannungen in der Biegedruck-zone aktiviert werden. �hnlich wie bei der Bemes-sung fur Biegung und Langskraft kann auch furden Nachweis der Begrenzung der Rissbreitedurch Grenzfallbetrachtungen eine Naherungslo-sung fur Rechteckquerschnitte ohne genaue Be-rucksichtigung der Vertraglichkeitsbedingung ge-funden werden.

Ausgangspunkt der �berlegungen ist wieder diemogliche Verteilung der Faserbetonspannungenund der inneren Krafte am Rissquerschnitt. Furden Gebrauchszustand kann angenommen wer-den, dass sich der Faserbeton sehr wahrscheinlich


IX

Tabelle 7. Anhaltswerte fur die mittlere Verbundspannung tsm

Charakteristischer Wert derRissbreite wk

Mittlere Verbundspannung tsmbei einer bezogenen Rippenflache von

fR w 0,024 fR w 0,072

0,05 mm 1,2 fctm 2,0 fctm

0,10 mm 1,7 fctm 3,3 fctm

Bild 86. Bezogene mittlere Verbundspannung tsm/fctmals Funktion der Rissbreite wk [116]

noch in der Faseraktivierungsphase befindet bzw.selbst bei Erreichen der Faserwirksamkeit dieRissbreite w0 am gezogenen Querschnittsrandnur unwesentlich uberschritten wird. Fur denGrenzfall der vollstandigen Faseraktivierung wur-den bereits in Abschnitt 5.2.3 der Volligkeits- (imFolgenden aR bezeichnet) und der Hohenbeiwert(im Folgenden ka bezeichnet) der sich einstellen-den Spannungsverteilung angegeben. Fur Riss-

breiten w I w0 ist die Entwicklung der beidenGroßen in Bild 88 dargestellt. Es zeigt sich, dassder Volligkeitsbeiwert zwischen 0,67 und 0,83und der Hohenbeiwert zwischen 0,60 und 0,56 va-riieren, wobei die nahe w/w0 w 0 liegenden Wertebaupraktisch keine Bedeutung besitzen.

Aus dem Kraftegleichgewicht folgt:

Fc wsNEd S Fs S Ff (43)

184 UHPC

Bild 87. Gleichgewicht der inneren und außeren Krafte am Riss bei zentrischem Zug [110]

Bild 88. Gleichgewicht der inneren und außeren Krafte am Riss unter Biegung- und Langskraft [110]

Bild 89. �berschlagige Auswertung der Gleichgewichtsbedingungen durch Grenzfallbetrachtung [110];a) große bezogene Druckzonenhohe x/d w 0,5, b) kleine (punktformige) Druckzone mit x w 0


IX

Fur das Momentengleichgewicht gilt:

SMw 0wMEds s Fcd � (ds x=3)SFfd � ds xs ka � hs xð Þ½ � (44)

Einsetzen von (43) in (44) und Auflosen nach Fs liefert:

Fs wMEds

zSNEd s Ff �

2

3� xdS ka � hs x

d

� �

1sx

3 � d

wMEds

zSNEd s scf0 � b � h � aR � 1s

x

h

� ��2


d

� �

1sx

3 � d

2664

3775

wMEds

zSNEd saf � scf0 � Ac (45a)

mit

af waR � 1sx

h

� ��2


d

� �

1sx

3 � d(45b)

Der Term (MEds/zSNEd) entspricht der bekanntenLosung der Gleichgewichtsbedingungen furStahlbeton. Der Ausdruck af · scf0 · Ac beschreibtden Kraftanteil, um den die Fasern den Stabstahlentlasten.

Fur die rechnerische Bestimmung des Beiwerts af

muss die Risstiefe bzw. die Hohe der Druckzonebekannt sein. Dazu mussen die fur die Druckzonegeltende Spannungs-Dehnungs-Linie des UHPCund die Spannungs-Rissoffnungs-Beziehung derFaserbetons in der Zugzone unter Beachtung derVertraglichkeit der Verformungen miteinanderverknupft werden. �berlegungen hierzu werdenin [127] angestellt. Alternativ kann, wie bereitsangesprochen, eine Naherungslosung durchGrenzfallbetrachtung gefunden werden.

Dazu werden der Fall einer mit x/dw 0,5 sehr gro-ßen bezogenen Druckzonenhohe und der Grenz-fall x w 0 untersucht. Weiterhin wird d/h w 5/6angenommen. Die Auswertung der Gl. (45b) lie-fert hierfur Werte zwischen etwa af w 0,35 und0,56 (Bild 89). Als Naherung scheint af w 0,4gut geeignet. Auf die gleiche Weise kann eine Ab-schatzung fur af auch bei anderen Verhaltniswer-ten d/h gefunden werden.

Die gesuchte Stahldehnung efs im Riss ergibt sichschließlich nach Gl. (46):

efs w Fs= As � Esð Þ (46)

Als nachteilig bei der Berechnung der Rissbreitenach Gl. (36) bzw. der Auswertung der Gln. (37)und (41) erweist sich, dass die Faserbetonspan-nung scf selbst von der Rissbreite wk abhangt undsomit wk nur iterativ gefunden werden kann.

Fur den bei der Bemessung vorliegenden Fall,dass die Querschnittsflache der Betonstahlbeweh-rung gesucht wird, die zur Begrenzung auf einenbestimmten Rechenwert der Rissbreite erforder-lich ist, konnen die Gln. (37) und (41) in Gl. (36)eingesetzt und nach der erforderlichen BewehrungAs aufgelost werden [116]. Unter Vernachlassi-gung der aus außerer Beanspruchung herruhren-den Betondehnung erhalt man:

a) Einzelriss:

As wFsffiffiffiffiffiffiffiffiffiffiffiffiffiffiffiffiffiffiffiffiffiffiffiffiffiffiffiffiffi

2 � Es � tsm � wk

1sabð Þ � ds

sS e*cs � Es

(47)

b) Abgeschlossenes Rissbild:

As wVf � s e*cs S

ffiffiffiffiffiffiffiffiffiffiffiffiffiffiffiffiffiffiffiffiffiffiffiffiffiffiffiffiffiffiffiffiffiffiffiffiffiffiffiffiffiffiffiffiffiffiffiffiffiffiffiffiffiffiffiffiffiffiffiffiffiffiffiffiffiffie* 2cs S 2 � Fs sab � Ff,cr,ef s Ff,efð Þ

Vf � Es

s !(48)

mit

Vf wFf,cr,ef sFf,efð Þ � ds

4 � wk � tsm (49)

Ff,ef Zugkraft, die im Riss innerhalb desWirkungsbereichs der Bewehrung durchdie Fasern ubertragen wirdFf,ef wAc,ef � scf

Ff,cr,ef Risskraft des Wirkungsbereichs derBewehrungFf,cr,ef wAc,ef � fctfm

Wird gleichzeitig Beton- und Spannstahlbeweh-rung eingesetzt, so muss bekanntlich das unter-schiedliche Verbundverhalten der beiden Beweh-rungselemente berucksichtigt werden. In diesemFall muss die Stahldehnung efs in den Gln. (37)und (41) auf der Grundlage einer modifiziertenBetonstahlspannung berechnet werden.

a) Einzelriss:

sfs2 wFsS p

As S j1 � Ap(50)

b) Abgeschlossenes Rissbild:

sfs2 wFsS p

As SApSab � fctfk sscfð Þ � 1

refs

1

rsS p

� �(51)

mit

FsS p Summe der durch Beton- und Spannstahlaufgenommenen Zugkraft im Riss, berech-net unter Berucksichtigung der Mitwirkungder Fasern

j1 Verhaltnis der mittleren Verbundspannun-gen von Spannstahl- und Betonstahlbe-wehrung unter Berucksichtigung der unter-schiedlichen Durchmesser

j1 w

ffiffiffiffiffiffiffiffiffiffiffiffiffiffiffitpm � dstsm � dp

s(52)

ref effektiver Bewehrungsgrad, gebildet ausBetonstahl- und Spannstahlbewehrung

ref w As S j21 � Ap

� �=Ac,ef (53)

rsS p geometrischer Bewehrungsgrad, gebildetaus Betonstahl- und Spannstahlbewehrung

rsS p w As SAp

� �=Ac,ef (54)

5.3.2 Mindestbewehrung

Die Mindestbewehrung hat die Aufgabe, ein spro-des Bauteilversagen ohne Vorankundigung zu ver-meiden. Sie kann bei UHPC aus Fasern, Beton-

stahl, Spannstahl oder einer Kombination dieserBewehrungselemente bestehen.

Bei uberwiegend auf Biegung beanspruchten Bau-teilen kann, basierend auf der vereinfachtenGleichgewichtsbetrachtung des vorangegangenenAbschnitts, die folgende Naherungsgleichung zurBestimmung der Mindestbewehrung verwendetwerden [110]:

scf SAs

Act� sfs2 j kc � fctfm (55)

mit

scf durch die Fasern ubertragene Zugspannungim Riss. Fur scf kann hier der charakteristi-sche Wert der Faserwirksamkeit scf0k ange-nommen werden. Zur Begrenzung der Riss-breite kann allerdings auch ein niedrigererWert notwendig werden (s. Abschn. 5.3.1).

As Querschnittsflache der Betonstahlbewehrungin der Zugzone

Act Querschnittsflache der Zugzone im ungeris-senen Zustand unmittelbar vor der Rissbil-dung

sfs2 Stahlspannung unmittelbar nach der Rissbil-dung unter Berucksichtigung der Mitwirkungder Fasern. Fur sfs2 kann hier der charakte-ristische Wert der Streckgrenze fyk ange-nommen werden. Zur Begrenzung der Riss-breite kann allerdings auch ein niedrigererWert notwendig werden (s. Abschn. 5.3.1).

kc Beiwert zur Berucksichtigung der Verteilungder Zugspannungen und der �nderung desinneren Hebelarms beim �bergang vom un-gerissenen in den gerissenen Zustand. Furkombinierte Beanspruchungen aus Zug undBiegung gilt naherungsweise

kc w 0,4 � 1Ssc

2=3 � fctfm

� J 1,0 (56)

sc Betonspannung in Hohe der Schwerachsedes Querschnitts im ungerissenen Zustandunmittelbar vor der Rissbildung

fctfm Mittelwert der Rissspannung des UHPC

Fur den Grenzfall des zentrischen Zugs kannGl. (55) auch wie folgt formuliert werden:

scf0k � Ac SAs � fyk j fctfm � Ac (57)

mit scf w scf0k; sfs2 w fyk; Act wAc; kc w 1,0

Der erste Term der Gleichgewichtsbedingung be-schreibt den Beitrag der Fasern bei Erreichen derFaserwirksamkeit, der zweite Term den Beitragder Stabbewehrung bei Erreichen der Streck-grenze. Mit der Addition beider Ausdrucke wirdunterstellt, dass Erreichen der Faserwirksamkeit

186 UHPC

und Fließen der Betonstahlbewehrung gleichzei-tig eintreten. Wegen der zu Beginn der Faseraus-zugsphase nur allmahlich abnehmenden Faserbe-tonspannung ist diese Annahme als Naherung ge-rechtfertigt. Der Ausdruck auf der rechten Seiteder Ungleichung entspricht der Risskraft des zent-risch gezogenen Querschnitts.

Fur den Grenzfall der reinen Biegung erhalt manaus Gl. (55):

0,5 � scf0k � Ac SAs � fyk j 0,2 � fctfm � Ac (58)

mit scf w scf0k; sfs2 w fyk; Act w 0,5 � Ac; kc w 0,4

Der Ausdruck As � fyk j 0,2 � fctfm � Ac entsprichtdem Mindestbewehrungskriterium fur Stahlbeton.Diese aus der Gleichgewichtsbetrachtung stam-mende Formulierung wird um den Beitrag der Fa-sern 0,5 � scf0 � Ac erweitert. Dabei entspricht derWert 0,5 dem Beiwert af, wie er in Abschnitt5.3.1 fur den Fall sehr kleiner Druckzonen abge-leitet wurde (Bild 89b). Fur gering bewehrte Quer-schnitte scheint diese Annahme gerechtfertigt.

Fur kombinierte Beanspruchungen aus Zug undBiegung wird mithilfe von Gl. (56) zwischen denbeiden Grenzfallen des zentrischen Zugs und derreinen Biegung interpoliert.

5.3.3 Berechnung von Verformungen

Im Vergleich zu normalfestem Beton konnen ausUHPC aufgrund der hohen aufnehmbaren Beton-druckspannungen sehr schlanke Tragwerke reali-siert werden. Allerdings sollten dabei die Verfor-mungen nicht aus dem Blick verloren werden.

Fur vorgespannte Konstruktionen ist der Elastizi-tatsmodul der fur Verformungsberechnungenmaßgebliche Materialparameter. Dieser wachstnicht proportional mit der Druckfestigkeit an, son-dern liegt fur UHPC nur etwa 50% hoher als beinormalfestem Beton. Fur einen auf Biegung bean-spruchten Rechteckquerschnitt bedeutet dies, dassbei Verwendung von UHPC die Querschnittshoheim Vergleich zu normalfestem Beton zunachst umnur etwa 15% reduziert werden darf, will man diegleichen elastischen Verformungen erhalten.

Zusatzliche Vorteile ergeben sich fur warmebe-handelten UHPC im Hinblick auf die Langzeitent-wicklung der Verformungen durch die gegenubernormalfestem Beton deutlich verminderte Kriech-zahl (s. Abschn. 3.4).

Fur nicht vorgespannte Konstruktionen gestaltetsich die Berechnung von Verformungen schwieri-ger, da zumindest bereichsweise von gerissenem


IX

Bild 90. Mittlere Spannungs-Dehnungs-Linie des (faserverstarkten) UHPC [116]

Zustand ausgegangen werden muss. Die Mitwir-kung der Fasern in den Rissen bewirkt gegenuberStahlbeton eine zusatzliche Versteifung. Be-sondere Beachtung verdient sowohl fur zug- alsauch fur biegebeanspruchte Bauteile der Einflussdes vergleichsweise hohen Schwindmaßes vonUHPC.

Die Mitwirkung des Betons zwischen den Rissenfuhrt bei Dehnkorpern zu der bekannten Verstei-fung gegenuber der Arbeitslinie des reinen Stahls(Zustand II). Durch die Kombination mit Fasernkommt hinzu, dass die Betonstahldehnung durchKraftubernahme durch die Fasern auch im Riss ab-nimmt, Gln. (42) und (45a).

Bild 90 zeigt qualitativ die mittlere Spannungs-Dehnungs-Linie eines (faserverstarkten) UHPC-Zugstabs. Als Erweiterung sind die Auswirkungendes Schwindens auf die mittlere Stahlspannungbzw. -dehnung ebenfalls dargestellt [116].

Aufgrund der Behinderung des Schwindens durchdie Bewehrung entsteht ein innerer Zwang, der imStahl eine negative „Vordehnung“ und Druck-spannungen hervorruft („A“ in Bild 90). Der Be-ton steht bereits ohne das Wirken einer außerenLast unter Zug, sodass sich das Risslastniveau re-duziert („B“ in Bild 90). Der Abschluss der Phaseder Einzelrissbildung („C“ in Bild 90) wird geradedann erreicht, wenn zwischen zwei Rissen nocheinmal die zur Erzeugung eines neuen Risses not-wendige Kraft eingeleitet werden kann, d. h. dasBauteil sich noch bereichsweise im Zustand I be-findet. An dieser Stelle wirkt sich der innereZwang also noch auf die Risskraft aus. DieStreuung der Rissspannung des UHPC uber dieElementlange wird in Bild 90 durch eine amEnde der Phase der Einzelrissbildung gegenuberder Erstrissbildung um 30% erhohte Stahlspan-nung berucksichtigt.

In der Phase des abgeschlossenen Rissbildes hatdas Schwinden praktisch keinen Einfluss auf die

hier naherungsweise als konstant dargestellte Zug-versteifung („D“ in Bild 90), da in diesem Fall einDehnungsunterschied zwischen Betonstahlbe-wehrung und Beton uberall vorhanden ist. Derdurch das Schwinden verursachte innere Zwangist in diesem Stadium also nicht mehr wirksam.Allerdings wirkt sich das Schwinden auf die Riss-breiten aus.

Fur die mittlere Stahldehnung erhalt man in derPhase des abgeschlossenen Rissbildes die fol-gende Beziehung [110]:

efsm w es sbt � fctfm sscfmð Þ

refS

scfmrs

� �=Es (59)

mit

fctfm s scfm j 0

es Betonstahldehnung im Riss unter Vernach-lassigung der Mitwirkung der Fasern

bt Formbeiwert zur Berucksichtigung des Ver-laufs der Stahldehnungen aufgrund derMitwirkung der Matrix zwischen den Rissenbt w 0,4 fur Kurzzeitbelastungbt w 0,25 fur langandauernde oder wieder-holte Belastung

fctfm Mittelwert der Rissspannung des (faser-verstarkten) UHPC

rs geometrischer Bewehrungsgrad; rs wAs=Ac

ref effektiver Bewehrungsgrad; ref wAs=Ac,ef

scfm Faserbetonspannung nach den Gln. (39)und (40) fur eine uber alle Risse gemittelteRissbreite wm und ggf. unter Berucksichti-gung des Einflusses langandauernder undwiederholter Belastung. Die Faserwirk-samkeit darf dabei mit ihrem Mittelwertscf0m berucksichtigt werden.

188 UHPC

Bild 91. Berucksichtigung derMitwirkung des (faserver-starkten) UHPC auf Zug inund zwischen den Rissen inder Arbeitslinie des Betons[110]

Der Ausdruck bt � fctfm sscfmð Þ=ref berucksichtigtdie aus der Mitwirkung der Betonmatrix zwischenden Rissen resultierende Verminderung der Stahl-spannung gegenuber dem reinen Zustand II. Die-ser Beitrag ist, wie von Stahlbeton bekannt, ab-hangig von der Große des Wirkungsbereichs derBewehrung und deshalb mit dem effektiven Be-wehrungsgrad ref zu ermitteln. Mit kleiner wer-dendem Rissabstand nahert sich dieser Ausdruckdem Wert Null.

Der Term scfm=rs berucksichtigt die aus der Betei-ligung der Fasern an der Kraftaufnahme resultie-rende Verminderung der Stahlspannung im Riss(und in der Folge auch zwischen den Rissen) ge-genuber dem reinen Zustand II. Dieser Anteil folgtdirekt aus einer Gleichgewichtsbetrachtung amRissquerschnitt und ist daher mit dem geometri-schen Bewehrungsgrad rs zu bestimmen.


IX

Bild 92. Vergleich von Versuchsergeb-nissen mit Ansatz zur Verformungs-berechnunga) Spannungs-Dehnungs-Beziehungfur kombiniert bewehrte Dehnkorpermit unterschiedlichen Fasergehalten[110]b) Isoliert dargestellter Mitwirkungs-anteil des Faserbetons als Differenzzwischen der Spannungs-Dehnungs-Linie des jeweiligen Dehnkorpers unddem reinen Zustand II und Vergleichmit den Ergebnissen nach Gl. (60)c) wie b) jedoch Vergleich mit derNaherung nach Gl. (61)

Alternativ zur Berucksichtigung des Tension-Stif-fening in der Spannungs-Dehnungs-Linie des Be-wehrungsstahls kann auch eine Modifikation derArbeitslinie des Betons erfolgen. Auf der Grund-lage von Gl. (59) erhalt man fur die Phase der ab-geschlossenen Rissbildung die folgende mittlereBetonspannung:

scm wbt � fctfm s scfmð Þ�Ac,ef=Ac Sscfm (60)

Das entsprechende konstitutive Modell ist in Bild91 ohne die Auswirkung des Schwindens veran-schaulicht und dem bekannten Ansatz fur Stahlbe-ton gegenubergestellt. Die Zugversteifung wurdewieder naherungsweise als konstant dargestellt.

Bild 92a zeigt in zentrischen Zugversuchen an ge-mischt bewehrten Dehnkorpern mit unterschiedli-chen Fasergehalten ermittelte Spannungs-Deh-nungs-Linien. In Bild 92b ist der jeweilige Mitwir-kungsanteil des Betons (Differenz zwischen derSpannungs-Dehnungs-Linie des Dehnkorpersund dem reinen Zustand II) den Ergebnissen nachGl. (60) gegenubergestellt. Bild 92c zeigt, dasseine ahnlich gute �bereinstimmung erzielt wird,wenn der tatsachlich mit zunehmender mittlererRissbreite vorhandene Anstieg des Tension-Stiffe-ning vernachlassigt und statt dessen mit einer kon-stanten Faserbetonspannung scfm auf dem Niveauvon 80% der mittleren Faserwirksamkeit gerech-net wird, d. h.

scfm w 0,8 � scf0m w const (61)

Ausgehend von den Gleichgewichtsbetrachtungenam Biegeriss in Abschnitt 5.3.1 und den �berle-gungen zum Last-Verformungs-Verhalten desDehnkorpers kann das vorgeschlagene Modellauch auf biegebeanspruchte Bauteile angewendetwerden. Um realistische Durchbiegungen zu er-

halten, muss allerdings bei der Krummungsbe-rechnung die Vertraglichkeit der Verformungenzwischen Druck- und Zugzone genau beachtetund der Einfluss des Schwindens sowohl im unge-rissenen als auch gerissenen Zustand berucksich-tigt werden. Dies kann wie beim Spannbeton bei-spielsweise durch Ansatz einer „negativen Vor-dehnung“ der Stabbewehrung infolge Eigenspan-nungszustands geschehen.

Bild 93 zeigt qualitativ die Auswirkungen desSchwindens auf den Verlauf der Momenten-Krummungs-Beziehung. Das Schwinden verur-sacht bei ungleichen Bewehrungsquerschnittenan den beiden Bauteiloberflachen bereits im unge-rissenen Zustand eine lastunabhangige Verkrum-mung. Im gerissenen Zustand ist dies selbst beisymmetrischer Bewehrungsanordnung der Fall.Weiterhin wird durch den Eigenspannungszustanddas Rissmoment gegenuber dem schwindfreienFall vermindert.

6 Verbindungen6.1 Allgemeines

Bauteile aus UHPC werden oft vorgefertigt. Dieshat den Vorteil, dass die Produktion der Elementeunter gut kontrollierbaren Bedingungen stattfin-den kann. Auf der Baustelle sollten dann die Ein-zelteile zu einer kraftschlussigen Konstruktionverbunden werden. Es gibt unterschiedliche Me-thoden, diese Verbindungen herzustellen, wie tro-ckene Fugen, nasse Fugen und verklebte Fugen.Bei vielen Konstruktionen ist UHPC Teil eineshybriden Systems. Das bedeutet, dass Schub-krafte, moglicherweise in Kombination mit Nor-malkraften, uber große Kontaktflachen ubertragenwerden mussen. Beispiele sind UHPC-Fahrbahn-decken auf konventionellen Betontragern oder

190 UHPC

Bild 93. Qualitativer Verlauf derMomenten-Krummungs-Bezie-hung unter Berucksichtigungdes Einflusses des Schwindens[110]

auf einer tragenden Stahldecke. Bei segment-formigen Konstruktionen sollen kraftschlussigeSchubfugen dafur sorgen, dass einerseits dieSchubtragfahigkeit gewahrleistet ist und anderer-seits Maßabweichungen kompensiert werden kon-nen. In Offshore-Bauwerken sollen Krafte uberStahlrohre in das Fundament abgetragen werden;UHPC bietet hier interessante Chancen. DieserAbschnitt ist �berlegungen zur Verbindungstech-nik gewidmet.

6.2 Trockene Verbindungen

Trockene Verbindungen konnen fur die �bertra-gung von Schubkraften verwendet werden. DieVerbindung ist jedoch nur in der Lage, signifi-kante Schubkrafte zu ubertragen, wenn die Kon-taktflache uberdruckt wird. Versuche wurden vonTue et al. [130] durchgefuhrt. In einer Versuchs-reihe wurden Plattenelemente mit Abmessungen300 mm q 200 mm q 80 mm durch unterschied-liche Normaldruckkrafte gegeneinander gedruckt.Der Beton der Elemente hatte eine Druckfestigkeitvon 150 N/mm2 und bestand aus einem grobkorni-gen Beton mit 1,0 Vol.-% Stahlfasern. Die Kon-taktflache zwischen den Elementen war entwederunbehandelt oder geschliffen. Es stellte sich he-raus, dass die unbehandelten Kontaktflachen beieiner Schubverschiebung bis 0,2 mm Reibungs-beiwerte zwischen 0,75 und 0,85 aufwiesen, wo-bei der Reibungsbeiwert bei geschliffenen Kon-taktflachen etwa 0,6 war. In allen Versuchennahm der Reibungsbeiwert mit zunehmenderSchubverschiebung zu, sogar bis zu einer Ver-schiebung von 20 mm.

6.3 Geklebte Verbindungen

Das Kleben von Bauteilen im Bauingenieurwesenist eine Technik, die bisher immer mit einer gewis-sen Zuruckhaltung betrachtet wurde. Der wich-tigste Grund dafur war das als unsicher angese-hene Verhalten von Klebefugen uber die Zeit.Einerseits gibt es die Beanspruchung der Fugenaus der regularen Belastung der Konstruktion. An-dererseits gibt es auch Effekte von Zwangbean-spruchung durch Temperatur- und Feuchtegra-dienten und die Beanspruchung durch Frost undTausalze. Hinzu kommt die geringe Oberflachen-zugfestigkeit von normal- und hochfestem Beton.

Als Vorbereitung auf die erste Anwendung derKlebetechnik in einer UHPC-Konstruktion inDeutschland, die Gartnerplatzbrucke in Kassel,wurden deshalb ausfuhrliche Versuche durchge-fuhrt. Bei der Gartnerplatzbrucke (s. auch Abschn.7.1.5.2) wurden die tragenden UHPC-Elemente,das Bruckendeck und die oberen Gurttrager, ohneweitere mechanische Verbindungsmittel verklebt.Bei der statischen Analyse der Konstruktion erga-ben sich unter Dauerlast Schubspannungen von

maximal 2 N/mm2. Es wurden Biegezugversuche,zentrische Zugversuche und Scherversuche an un-terschiedlichen Versuchskorpern durchgefuhrt (s.Tabelle 8). Als Klebstoff wurde ein handelsubli-cher Epoxy-Harz-Mortel verwendet. Die Biege-versuche wurden sowohl unter statischer als auchunter dynamischer Belastung durchgefuhrt. Meh-rere Versuchskorper wurden auch Frost- und Tau-salzangriff ausgesetzt. Die Korper wurden dazuin einem Bad mit 3%iger-NaCl-Losung gelagertund durch 14 Frost-Tau-Wechsel beansprucht,und anschließend gepruft. Die Balkenelementewurden 10 Tage nach Verkleben bei drei Tempera-turen statisch und dynamisch beansprucht. Die dy-namische Belastung wurde durch eine Frequenzvon 5 Hz und obere und untere Biegezugspannun-gen von 5 N/mm2 bzw. 1,6 N/mm2 gekennzeich-net. Die Untersuchungen, ihre Ergebnisse und diebei der Bauausfuhrung gesammelten Erfahrungensind in [180] und [181] ausfurhlich dargestellt.

In den Biegezugversuchen trat der Bruch im Betonneben der Kontaktflache auf. Die Biegezugfestig-keit war etwa 40% kleiner als jene in monolithi-schen Balken mit denselben Abmessungen. Dieswird der Orientierung der Fasern neben der Kon-taktflache zugeschrieben (Wandeffekt). Unter dy-namischer Belastung wurde nach 1 Million Last-wechsel keine Schadigung am Korper und an derKlebefuge beobachtet.

Im Rahmen des Schwerpunktprogramms SPP1182 der Deutschen Forschungsgemeinschaftwurde an der TU Munchen ein ausfuhrliches For-schungsprojekt in Bezug auf Fugen von UHPC-Bauteilen durch Verkleben durchgefuhrt [132,133]. Fur die experimentellen Untersuchungenwurde zum einen ein konventioneller kaltharten-der Epoxyharz-Klebstoff gewahlt, der in verschie-denen Bereichen des Bauwesens als Klebstoff furdie Ausbildung kraftschlussiger Klebeverbindun-gen verwendet wird. Weil der Einsatzbereich vonkalthartendem EP-Klebstoff bei ungunstigen hyg-rothermischen Umgebungsbedingungen und ho-hen Beanspruchungen als eingeschrankt betrach-tet wird, wurde erganzend ein ultrahochfester mi-neralischer Klebstoff entwickelt, der als RPC-Klebstoff bezeichnet wird. Dieser wurde alternativzum kalthartenden EP-Klebstoff untersucht. ZurFeststellung der Eignung der Klebstoffe zum Ver-kleben von Bauteilen aus UHPC wurden grundle-gende experimentelle Untersuchungen an Teilfla-chen-Schub-Druckprobekorpern im Normalklimadurchgefuhrt (Bild 94).

Dabei stellte sich heraus, dass Strahlen der Klebe-flache mit festem Strahlgut die optimale Vorbe-handlungsart der Klebeflache fur beide Klebstoffedarstellt. Es zeigte sich, dass EP-Klebstoff wesent-lich schneller aushartet als RPC-Klebstoff. Unterder aufgebrachten Schub-Druckbelastung wurde

191Verbindungen

IX

192 UHPC

Tab

elle

8.Ergebnissevo

nVersuchen

anUHPC-Versuchskorpern

(Streubereichdermittleren

Werte,nw

5)[131

]

Biegezugfestigk

eit

ZentrischeZugfestigk

eit

Schubfestigk

eit

N/m

m2

N/m

m2

N/m

m2

Versuchstechn

ik

Korperabmessung

Prism

en16

0mm

q40

mm

q40

mm

Balken

700mm

q15

0mm

q80

mm

Prism

en16

0mm

q40

mm

q40

mm

Mittlerer

Teil

150mm

q15

0mm

Seiten

150mm

q15

0mm

q75

mm

Prism

enserie1

1)Einflussvo

n–Nachbehandlun

g–Oberflachenrauheit

–Klebtem

peratur

–Klebstoffdicke

–Versuchstem

peratur

Nach14

Frost-Tau-

Zyk

lenin

Salzlosun

g

10,0–11,7

5,9–

7,1

13,5

13,1

Prism

enserie2

2)

20hC

22,0

Balken:

Statische

Belastung

10hC

;20

hC;30

hC

11,3;11,0;12

,1

1)Beton

ierteFlachegeklebt

2)GesagteFlachegeklebt

jedoch eine wesentlich hohere (End-)Festigkeitder Klebefuge mit RPC- als mit EP-Klebstoff er-reicht. Bei einer Verklebung mit EP-Klebstoffwar unter der vorgegebenen Schub-Druckbelas-tung stets ein Kohasionsbruch im EP-Klebstoffzu beobachten, bei einer Verklebung mit RPC-Klebstoff stets ein Adhasionsversagen zwischenKlebeflache und RPC-Klebstoff. Die UHPC-Sortehatte unter der Schub-Druckbelastung keinen Ein-fluss auf die Haftfestigkeit der Klebstoffe.

Auch die Langzeitfestigkeit von Klebefugen zwi-schen UHPC-Bauteilen unter Betriebsbedingun-gen wurde mithilfe von Teilflachen-Schub-Druck-probekorpern fur beide Klebstoffe untersucht. Inumfangreichen Untersuchungen wurden dabeidas von der Klebefuge dauerhaft ertragbare Last-niveau unter verschiedenen Betriebstemperaturenund der Einfluss einer dauerhaft einwirkendenLast auf die Festigkeit der Klebefuge ermittelt.Aus den Versuchsergebnissen wurden Reduk-tionsfaktoren fur Last-, Temperatur- und Feuchte-beanspruchung fur den jeweiligen Klebstoff be-stimmt. Damit kann die Langzeitfestigkeit derKlebefuge unter Betriebsbedingungen durcheinen multiplikativen Ansatz der einzelnen Re-duktionsfaktoren berechnet werden. Es stelltesich heraus, dass Klebeverbindungen mit RPC-Klebstoff eine im Vergleich zu ihrer Kurzzeitfes-tigkeit deutlich hohere Langzeitfestigkeit aufwei-sen, als dies bei EP-Klebstoff der Fall ist.

Geklebte Verbindungen sind bei der Segmentbau-weise eine akzeptierte Baumethode. Auf die ver-zahnten Kontaktflachen, die nach der Kontaktbau-weise produziert werden, wird ein EP-Klebstoff

aufgetragen und die Segmente werden durch Vor-spannen miteinander verbunden. Bei UHPC wirddies durch das autogene Schwinden des UHPC er-schwert, welches mit 400 bis 900 mm/m viel großerist als das bei konventionellem Beton auftretendeSchwindmaß. Bei der Kontaktbauweise wird beimBetonieren eines neuen Segments die Kontaktfla-che des vorher betonierten, anschließenden Seg-ments als Schalung verwendet. Das autogeneSchwinden tritt schon wahrend der ersten Tage(manchmal sogar ersten Stunden) nach dem Beto-nieren auf. Beim zuerst betonierten Element, des-sen Kontaktflache als Schalung dient, ist dannschon ein Teil des autogenen Schwindens eingetre-ten, wahrend es beim neuen Segment erst beginnt.Dies wurde zu mangelnder Passgenauigkeit derKontaktflachen fuhren. Um diesen Problemen vor-zubeugen, wurde in Japan [134] eine neue Methodeentwickelt. Dabei wird auf dem alten Segment einestahlerne Referenzschalung angeordnet, um dieQuerschnittsabmessungen konstant zu halten.

6.4 Nasse Verbindungen

Die GSE-Brucke in Tokyo [135] (s. auch Abschn.7.1.3.2) besteht aus einer Serie Kastentrager, de-ren vorgefertigte Unterseite aus UHPC (Bild 95)und deren spater anbetonierte Decke aus einemBeton C30/37 hergestellt wurde. Fur die kraft-schlussige Verbindung wurde das Dubelleisten-verfahren verwendet. Dieses Verfahren ist auf-grund seiner Kompaktheit, Steifigkeit, Tragfahig-keit und seinem Ermudungswiderstand vorteil-haft. Wegen der großen Auskragungen deroberen Decke sollten die Dubelleisten auch aufZug in vertikaler Richtung bemessen werden.Die Dubelleisten wurden in zwei Reihen angeord-net. Fur die Einbettung der Dubelleisten in denBeton der oberen Decke (C30/37) gelten die furdieses Material hergeleiteten Bemessungsglei-chungen. Fur die Schubtragfahigkeit an derUHPC-Seite wurde Gl. (62) verwendet:

Vu w (3,38 � d2(t=d)0,5 s 121) �

=3 (62)

193Verbindungen

IX

Bild 94. Teilflachen-Schub-Druckkorper (Abmes-sungen in mm), wie verwendet in [131, 132]

Bild 95. Dubelleiste als Verbindungsmittel zwischenUHPC und konventioneller Betondecke [135]

mit

d Hohlraumdurchmesser

t Plattendicke (mm)

Dabei wurden die durch die Locher laufendenQuerstabe nicht mitgerechnet. Unterschiede imKriech- und Schwindverhalten sowie Temperatur-unterschiede zwischen oberer Decke und UHPC-Teil wurden berucksichtigt.Nasse Verbindungen im Segmentbau haben denVorteil, dass der Beton in den Fugen die Maßunge-nauigkeiten, die mit der Kontaktbauweise zusam-menhangen, ausgleicht. Bild 96 zeigt die Geomet-rie der nassen Fuge, verwendet fur die GSE-Bru-cke in Tokyo [135].Mit Rucksichtnahme auf die Ausfuhrbarkeit derFugen, in denen die Hullrohre der Spannkabelzwischen den Segmenten gekoppelt werden mus-sen, wurde eine Breite der Fuge von 150 mm ein-gehalten. Fur die Bestimmung der Schubtragfa-higkeit der Fuge wurde von nachfolgender Glei-chung ausgegangen:

VRd wVcwd SVped (63)

wobei

Vcwd w (tc · AccSVk)/gb (64)

tc w m · fcd · fnd1-b (65)

mit

fnd Bemessungswert der mittleren Betondruck-spannung im Querschnitt

Acc Flache der Schubkraftubertragung auf derDruckseite

b von der Form abhangiger Beiwert derKontaktflache (0,4)

m mittlerer Reibungsbeiwert (0,45)

Vk Schubtragfahigkeit eines Schubzahns w0,1·Ak·fcd

Ak Querschnittsflache des Schubzahns in derDruckzone

fcd Bemessungswert der Druckfestigkeit desBetons

Vped vertikale Komponente der Spannkraft

Als Alternative zur Dubelleiste wurden mittler-weile auch andere geometrische Formen unter-sucht, wie z. B. die Puzzleleiste [136, 137], Bild97. Die wichtigsten Vorteile der Puzzleleiste sinddie hohe Anfangssteifigkeit und die hohe Tragfa-higkeit. Weiterhin ist es moglich, mit einemSchnitt zwei Puzzleleisten ohne Materialverlustzu produzieren. Bild 98 zeigt Ergebnisse vonSchubversuchen, wobei das Verhalten der Puzzle-leiste fur unterschiedliche Betonmischungen ver-glichen wird. Alle Versuchskorper der Serie Awa-ren in Querrichtung mit zwei Staben ds w 12 mmin jeder Aussparung und mit 6 Staben ds w10 mm uber die Schubverbindung bewehrt. Diehohere Druckfestigkeit der Mischung A1 (Wurfel-festigkeit 180 N/mm2, gegenuber der MischungA2 (90 N/mm2) fuhrt zu einer erheblich großerenSchubtragfahigkeit bei einer gleichzeitig deutlichhoheren Duktilitat.

Es wurden weiterhin Versuche unter zyklischerBelastung durchgefuhrt. Die Puzzleleisten wurdeneiner Ermudungsbelastung mit zwei unterschiedli-chen Spannungsamplituden (R w 0,54 und R w0,42) unterworfen. Keiner der Versuchskorperversagte bis 2 Millionen Lastwechseln.

Eine andere innovative Losung wurde in [138,139] vorgestellt (Bild 99). Es geht hierbei umrechteckige Stahlzahne, die an der oberen Seiteum 90h verdreht sind. Diese sogenannten Stahl-scharen konnen sowohl Schubkrafte als auch Zug-krafte ubertragen und konnen sehr kleinmaßstab-lich dimensioniert werden.

In Bild 100 werden Last-Schlupf-Kurven vorge-stellt, die eine sehr gute Tragfahigkeit in Kombi-nation mit einem duktilen Verhalten zeigen. DieReferenzgeometrie der Scharen war 15 mm/20 mm (Lange/Hohe) mit Abstand 15 mm (Kur-ven B-1-1 und B-1-2). Der Abstand in B-2 betrug5 mm und in B-3 10 mm. Die Kurven B5 und B7

194 UHPC

Bild 96. Nasse Fuge zwischen UHPC-Segmenten in der GSE-Brucke in Tokyo [135]

195Verbindungen

IX

Bild 97. Puzzleleiste [137]

Bild 98. Kraft-Schlupf-Beziehungen fur die Puzzle-leiste in Betonen mit unterschiedlicher Festigkeit[137] Bild 99. Stahlschare als Schubfeste Verbindung

[138, 139]

Bild 100. Last-Schlupf-Beziehungen fur die Stahlschare Bild 101 mit unterschiedlichen Geometrien

beziehen sich auf eine andere Geometrie derSchare und B-8 auf eine andere Stahlfestigkeit.

6.5 Grouted Joints

Grouted Joints werden in der Offshore-Industrieschon seit langerer Zeit angewendet. Dabei werdenStahlrohre mit unterschiedlichen Durchmesserndurch Vergussmortel miteinander gekoppelt. Umdie �bertragung von Schubkraften zu ermoglichen,werden im Inneren der Rohre Schubrippen, sog.Shear Keys, angeordnet (Bild 101) [140]. Auf dieseWeise kann sich im Beton ein Druckstrebensystembilden, das in Kombination mit der umschnurendenWirkung des Außenrohrs und der unterstutzendenWirkung des Innenrohrs in der Lage ist, erheblicheSchubkrafte zu ubertragen. Ein wichtiger Vorteildieser Verbindung ist, dass die Schubtragfahigkeitauf Zug und Druck gleich ist. Durch die Verwen-dung von UHPC als Vergussmortel kann die �ber-tragungslange verkurzt werden. Hierdurch nimmtjedoch die Kraft auf die Schubrippen und im um-schnurenden Stahlrohr zu.

In einer Verbindung mit Schubrippen konnen dreiTragwirkungen unterschieden werden: Adhasionund Reibung in den Kontaktflachen zwischen Be-ton und Stahl sowie die Ausbildung von Druck-strebenwirkung. Die Hauptursache fur Versagender Verbindung ist entweder Abscheren entlangder Schubrippen im Falle zu kleiner Rippenab-stande oder Druckbruch des Betons an der Stelleder unterstutzenden Rippen, wenn die Rippenab-stande ausreichend groß sind. In diesem Fall treten

Schragrisse im Vergussbeton auf (Bild 102). Eswird davon ausgegangen, dass die maximaleSpannung im Beton beim Anschluss der Druck-strebe an eine Schubrippe der 2,5-fachen einachsi-gen Betondruckfestigkeit entspricht.

Durch die hohe Festigkeit des UHPC kann die er-forderliche Lange des �bergreifungsstoßes ggf.verkurzt werden.

196 UHPC

Bild 101. Prinzip der Kraftwirkung in einem Grouted Joint

Bild 102. Versuch, in dem die Bildung von Druck-streben nachgewiesen wird [140]

6.6 Verbindung von UHPC-Schichten anexistierenden Bauteilen fur dieErtuchtigung von Konstruktionen

Die Grundidee der Ertuchtigung herkommlicherBauteile aus Stahlbeton besteht darin, eine 25 bis80 mm dicke UHPC-Schicht auf die Stahlbeton-oberflache aufzubringen. Die Kontaktflache wirdvorrangig mit Methoden wie Hochdruckwasser-strahlen oder Sandstrahlen aufgeraut, um einenhochwertigen Verbund zu erzielen. Indem derUHPC mit Bewehrungsstaben erganzt wird, dieeinzig in Haupttragrichtung eingelegt werden,spricht man von CRC (Compact Reinforced Com-posite) oder auch von „Stahl-UHPC“ [142], Bild103.

Durch Erganzung mit der hochbewehrten UHPC-Schicht erhalt man Bauteile mit einem deutlichhoheren Tragwiderstand. Die UHPC-Schichtkann im Gebrauchszustand bedeutende Zugkrafteaufnehmen und so die Steifigkeit vergroßern,ohne dass es zu einer sichtbaren und fur die Dauer-haftigkeit nachteilige Rissbildung kommt. Damitkonnen gleichzeitig tragende und wasserdichteUHPC-Schichten auf diejenigen Bereiche ausStahlbeton aufgebracht werden, welche durchUmwelteinflusse stark beansprucht sind (z. B.Fahrbahnplatten). Falls die UHPC-Schicht nureine Schutzfunktion zu erfullen hat, sind Einlagenvon Bewehrungsstaben nicht notwendig und dieUHPC-Schicht kann auf minimal 25 mm Dickereduziert werden.

Wahrend das Aufbringen von UHPC auf einenkonventionellen Beton durch Aufrauen der Ober-flache relativ einfach erfolgen kann, sind bei An-ordnung auf einer Stahlplatte andere �berlegun-gen anzustellen. Diese Frage interessiert vor allembei der Ertuchtigung von Stahlbrucken. BesondereBeachtung gilt auch dem Effekt der Rissbildungdurch autogenes Schwinden und Temperaturgra-dienten. Fur diese Anwendung wurde in den Nie-derlanden ein UHPC mit reduziertem autogenenSchwindmaß und relativ hoher Zugfestigkeit ent-wickelt. Durch diese Verbesserungen bleiben dieZugspannungen unter der Zugfestigkeit des Be-tons. In einem Pilotprojekt (Cland-Brucke) wurdenach der folgenden Vorgehensweise gearbeitet:– Entfernung der alten Asphaltschicht;– Anordnung von Dubeln ds w 16 mm, Abstand

150 mm auf der Stahlplatte entlang der Rander

der Kontaktflache um dem Abheben der neuenDecke (Schusseleffekt) vorzubeugen;

– Anordnen einer Epoxyschicht (Bild 104) undEinstreuen von gebrochenem Zuschlag (Bild105);

– Anordnen von Abstandhaltern, Durchmesser8 mm, auf die drei Betonstahlmatten mitStaben ds w 8 mm, Abstand 50 mm verlegtwerden;

– Aufbringen des UHPC;– Glatten der Betonoberflache;

197Verbindungen

IX

Bild 103. Grundkonfiguration vonVerbundbauteilen aus Stahlbetonmit einer Schicht CRC (oder„Stahl-UHPC“) [142]

Bild 104. Aufbringen der Epoxyschicht auf einerStahlplatte

Bild 105. UHPC-Decke wahrend der Herstellung,wobei die Epoxyschicht mit eingestreutem Zuschlag,Betonstahlmatten und UHPC-Mischung erkennbarsind

– Abdecken mit feuchtem Material fur 24 Stun-den;

– Strahlen der neuen Oberflache zur besserenAufnahme von Bremskraften.

Das ganze Verfahren nimmt insgesamt nur 120Stunden in Anspruch.

Versuche zur Bestimmung der Oberflachenzug-festigkeit der Kontaktflachen zeigten Werte zwi-schen 4 und 5 N/mm2.

7 Ausgefuhrte Beispiele7.1 Bruckenbau

7.1.1 Kanada

7.1.1.1 Fuß- und Radwegbrucke in Sherbrooke(1997)

Die weltweit erste Brucke aus UHPC wurde 1997in Sherbrooke, Kanada, fertiggestellt (Bild 106)[143, 144]. Die Brucke weist eine Gesamtlangevon 60 m auf und besteht aus sechs Fertigteilen a10 m Lange. Die Fertigteile sind fachwerkartigausgebildet, mit einer gerippten Betondecke alsObergurt, mit UHPC gefullten Edelstahlrohrenals Diagonalen und einem aus zwei durchlaufen-den vorgespannten Balken bestehendem Unter-gurt. Die beiden Untergurte sind intern mit 2Spanngliedern vorgespannt. Die Fertigteile sinddurch externe Vorspannung (3 q 2 Spannglieder)miteinander verbunden. Die Betondruckfestigkeitim Ober- und Untergurt betragt 200 MPa.

7.1.1.2 Glenmore/Legsby-Fußgangerbrucke inCalgary (2007)

Bild 107 zeigt die Glenmore/Legsby-Fußganger-brucke, ausgefuhrt in Calgary [23, 145]. Fur dieSpannweite von 53 m wurde ein vorgespannterT-Trager als Einhangelement mit einer Lange von33,6 m verwendet. Die Brucke uberquert 8 Fahr-streifen einer Autobahn ohne Zwischenstutze.Der Trager konnte in nur 8 Stunden (Samstagnachtbis Sonntagmorgen, 7 Uhr) montiert werden, wo-bei zwei Krane an den Widerlagern das Elementeinhoben. Die Verkehrsbehinderung war somitminimal, was als sehr großer Vorteil dieser Bau-weise bewertet wurde, vor allem weil die Auto-bahn als Hauptverkehrsader in Calgary gilt. DasEntfallen einer Zwischenstutze wurde auch alsgroßer Vorteil in Bezug auf die Robustheit derKonstruktion gesehen (keine Anprallgefahr). Dervorgefertigte Trager besitzt in Feldmitte eineQuerschnittshohe von 1,10 m und eine Breitevon 3,60 m. Das Gewicht des Tragers betragtetwa 100 t. Der UHPC-Trager war mit 2 Vol.-%Stahlfasern der Lange 13 mm bewehrt und wurdemit 42 Litzen, Durchmesser 15 mm, vorgespannt.Fur die Herstellung eines Tragers waren 40 m3

UHPC erforderlich, die in einem Betoniervorgang

verarbeitet wurden. Nachdem der Beton eineDruckfestigkeit von 35 MPa erreicht hatte, wur-den die Schalungsteile, die in der fruhen Erhar-tungsphase zu einer Dehnungsbehinderung hattenfuhren konnen, entfernt. Durch diese Maßnahmekonnte sich das autogene Schwinden frei ein-stellen, sodass Rissbildung wahrend der Nachbe-handlung vorgebeugt wurde. Um vom Schwind-verhalten des Tragers optimal antizipieren zu kon-nen, wurde dieses im Detail untersucht. Nachdemdie fur die �bertragung der Spannkrafte in denBeton erforderliche Mindestdruckfestigkeit von100 MPa erreicht war, wurde der Trager vollstan-dig ausgeschalt und vorgespannt. Durch eine War-mebehandlung bei 90 hC uber 48 Stunden wurdesichergestellt, dass die geforderte Druckfestigkeitund Dauerhaftigkeit auch tatsachlich erreicht wur-den.

Bevor der Trager eingebaut wurde, forderte derBauherr (Stadt Calgary) die Durchfuhrung einigerVersuche. Zuerst wurden Versuche an 3,3 m lan-gen Elementen durchgefuhrt. Diese Elemente wa-ren reprasentativ fur den großen Trager und wur-den einer Einzellast in Elementmitte unterworfen.Zuerst wurden die Elemente bis zum Auftreten desersten Risses belastet. Anschließend wurden dieElemente einer Million Lastzyklen zwischen20% und 80% der maximalen Gebrauchslast aus-gesetzt. Daraufhin folgte eine weitere MillionLastzyklen zwischen 20% und 80% der Erstriss-last. Als sich herausstellte, dass die Elemente nichtversagten, und sich sogar keine Abnahme der Stei-figkeit ergab, wurden nochmals eine Million Last-zyklen zwischen 20% und 80% der berechnetenVersagenslast eingetragen. Am Anfang diesesletzten Zyklus wurde eine geringe Steifigkeits-minderung festgestellt, wobei sich die Steifigkeitauf einem Niveau von 2/3 der Steifigkeit des Zu-stands I stabilisierte. Nach dieser Ermudungsbe-lastung wurden die Elemente zu Bruch belastet,

198 UHPC

Bild 106. Fußgangerbrucke Sherbrooke – die ersteBrucke aus UHPC (1997)

wobei die Bruchlast hoher war als erwartet. Eswurde weiterhin eine Probebelastung am einzu-bauenden Trager durchgefuhrt. Zuerst wurde derTrager uber die ganze Lange einer gleichmaßigverteilten Belastung ausgesetzt, die der 1,5-fachenmaximalen Gebrauchslast entsprach. Anschlie-ßend wurde die Last exzentrisch auf der halbenBreite des Tragers angeordnet. Die Messungenzeigten kleinere Durchbiegungen als erwartet.Nach Entlasten gingen die Durchbiegungen aufnull zuruck, was darauf hinwies, dass kein plasti-sches Verhalten eingetreten war. Da keine irrever-sible Schadigung festgestellt wurde, konnte derTrager eingebaut werden.

7.1.2 Frankreich

7.1.2.1 Straßenbrucke Bourg-les-Valence

Die erste franzosische UHPC-Brucke wurde inBourg-Les-Valence errichtet [146], Bild 108. DieSpannweiten dieser Brucke sind 20,5 m und22 m. Die Brucke ist aus p-Platten mit einerHohe von 900 mm, einer Obergurtbreite von

2200 mm und einer Dicke von 150 mm zusam-mengesetzt. Durch die Verwendung von 3 Vol.-%Stahlfasern und Spanngliedern konnte auf schlaffeBewehrung weitestgehend verzichtet werden. Be-tonstahl wurde nur in den Fugen zwischen denFertigteilen und beim Anschluss des Gehwegsverwendet. Im Vergleich zu einer Konstruktionaus normalfestem Beton, bei der eine Beweh-rungsmenge von 39 t notig gewesen ware, beno-tigte die UHPC-Losung nur 4 t Stabstahl bzw.Matten in Kombination mit 28 t Fasern. In Bezugauf die Spannglieder war eine Reduktion von17,4 t auf 6 t moglich. Das Gewicht des �berbausbetragt nur 328 t anstatt 975 t bei einer Brucke ausnormalfestem Beton [146].

7.1.2.2 Fußgangerbrucke Pont de Diable (2005)

In Gorges de l’Herault, in der Nahe von Montpel-lier, wurde 2005 die Fußgangerbrucke Pont deDiable realisiert [147]. Der Entwurf des franzosi-schen Architekten Rudy Ricciotti entsprach ammeisten den Anspruchen der Gemeinden im Na-

199Ausgefuhrte Beispiele

IX

Bild 107. Glenmore/Legsby-Fußganger-brucke in Calgary, Kanada (2007)

Bild 108. Straßenbrucke Bourg-les-Valence (links) mit vorgespannten p-Tragern (rechts)

turschutzgebiet Vallee de l’Herault um eine 70 mlange Fußgangerbrucke ohne Zwischenstutze miteiner minimalen visuellen Auswirkung auf dieLandschaft, also ohne Bogen oder Schragseile,zu erstellen. Der Querschnitt der Brucke ist auszwei knochenformigen Tragern mit einer Hohevon 1,8 m und einer Stegbreite von 120 mm zu-sammengesetzt (Bild 109). Die Balken wirkengleichzeitig als tragendes Element und auch alsGelander. Die Brucke mit einer Gesamtlange von69 m ist aus 15 identischen, 4,6 m langen vorge-fertigten Elementen zusammengesetzt. Jedes Ele-ment besteht aus zwei vertikalen Tragern, dreiQuerrippen und einer 30 mm dicken Decke. DieQuerrippen tragen zur Aussteifung der Konstruk-tion in Querrichtung (Wind) bei. Die Konstruktionist mit 8 Freyssinet-Spanngliedern vorgespannt.Pro Trager wurden drei Spannglieder der Typen13C15 und 19C15 im unteren Teil und ein Spann-glied des Typs 4C14 im oberen Teil angeordnet.Die Brucke ist so bemessen, dass die Eigenfre-quenz außerhalb des bei Fußgangern kritischenBereichs liegt. Dazu wurden Schwingungstilgerin Feldmitte eingebaut. Fur die Herstellung derElemente wurde eine Stahlschalung mit einerMaßgenauigkeit von e 0,5 mm verwendet. DieUHPC-Elemente wurden aus Ductalr mit einerDruckfestigkeit von 180 bis 200 MPa hergestellt.Nach der Fertigung wurden die Elemente im Rah-

men der Nachbehandlung noch 24 Stunden in derSchalung belassen. Nach dem Ausschalen erhiel-ten die Elemente eine Warmebehandlung bei90 hC uber 24 Stunden. Nach den franzosischenRichtlinien BFUP sollten vor dem Einbau Eig-nungsversuche durchgefuhrt werden. Aus einemProbeelement wurden Prismen gesagt, an denender Faserorientierungsbeiwert K ermittelt wurde,um die Berechnungsannahmen zu uberprufen.Nach der Fertigung der Einzelteile wurden dieElemente im Fertigteilwerk zusammengebaut undfur den Transport ausgesteift. Auf der Baustellewurden die Elemente mithilfe eines kleinen Kransauf einen stahlernen Montagetrager gehoben undmit 3 Rollern und Adjustierschrauben in ihre end-gultige Position gebracht. Nach dem Einfuhrender Spannglieder wurde die Brucke vorgespanntund die Schwingungstilger wurden installiert.

7.1.2.3 Straßenbrucke Pont de la Chabotte

Im Jahr 2004 wurde begonnen, ein innovativesKonzept fur die neue Brucke „Pont de la Cha-botte“ auszuarbeiten [149]. Die Brucke sollteeine Spannweite von 47,40 m ohne Zwischenun-terstutzung aufweisen und zudem unter den win-terlichen Bedingungen eine sehr lange Lebens-dauer garantieren. Als Beton wurde BCV (BetonComposite Vicat) mit einer 28-Tage-Druckfestig-

200 UHPC

Bild 109. Fußgangerbrucke Pont de Diable,Gorge de l’Herault, Frankreich

keit von 130 MPa ohne Warmebehandlung und150 MPa mit Warmebehandlung verwendet. DerTrager wurde aus 22 vorgefertigten Segmenten(Bild 110) zusammengesetzt. Die Segmente wur-den verklebt und mit externer Vorspannung zu-sammengespannt.

Die 22 Segmente umfassen:– 18 Standardsegmente mit einer Lange von

2,44 m;– 2 Segmente mit einer Lange von 0,59 m, mit

Satteln ausgestattet, um das externe Vorspan-nen zu ermoglichen;

– 2 Segmente mit einer Lange von 2,04 m miteiner besonderen Geometrie fur die Veranke-rung der externen Spannglieder.

Die Segmente aus UHPC besitzen eine Hohe von1,60 m und eine Stegbreite von 120 mm (Bild110a). Um Formschluss der Elemente zu gewahr-leisten, wurde die Kontaktbauweise verwendet,wobei Elemente in Reihenfolge gegeneinander be-toniert wurden. Das Betonieren der 22 Segmenteerfolgte in insgesamt 8Wochen. Beim Zusammen-fugen der Elemente wurden die Kontaktflachenmit Epoxy verklebt und provisorisch zusammen-gespannt. Erst am Ende wurden die 22 Elementemit den endgultigen 6 Spanngliedern zusammen-gespannt. Die Schlussmontage erfolgte in nur 20Minuten mit einem Hebebock mit zwei Schragsei-

len. Die wichtigsten Vorteile dieser Bauweisesind:– Es sind keine Zwischenlager erforderlich, was

zu einer robusten Konstruktion fuhrt, die au-ßerdem sehr gut in die landschaftliche Umge-bung passt.

– Die Konstruktion ist viel leichter als die Al-ternative in konventionellem Beton: im Ver-gleich zu einer Brucke aus traditionellem Be-ton C35/45 sind nur 40% des Betonvolumenserforderlich.

– Durch die geringe Masse der Brucke konntedie Montage in sehr kurzer Zeit erfolgen, wo-bei die Nachteile klassischer Systeme entfal-len.

– Die Bauzeit wurde um 1/3 verkurzt.

7.1.2.4 Straßenbrucke Pont Pinel (2007)

In der Nahe von Rouen sollte die bestehende Pi-nel-Brucke von zwei Fahrbahnen auf funf erwei-tert werden (2007). Das fur die neue, 27 m langeund 14 m breite Pinel-Brucke entwickelte Kon-zept sah die Kombination einer Fahrbahnplatte inder Betonfestigkeitsklasse C35/45 mit 17 vorge-spannten UHPC-Tragern vor (Bilder 111 und112). Die charakteristischen Merkmale der Tragersind im Folgenden angegeben [150]:


IX

Bild 110. Pont de la Chabotte, mit Spann-weite 47,40 m, zusammengesetzt aus 22UHPC-Segmenten

Querschnittshohe: 620 mm

Untergurt: 795 mm q 150 mm

Stegbreite: variierend von 70 mm im Feld bis auf120 mm am Tragerende

Obergurt: 250 mm q 50 mm

Vorspannung: 28q T15.7/1.860 MPa Litzen, alleim Untergurt, gestaffelt verankert, um zu großeSpannungen im Verankerungsbereich zu vermei-den (eine bestimmte Anzahl der Litzen war anden Enden mit Klebeband abisoliert um die effek-tive Verankerungslange zu verschieben)

Trager-Platte-Anschluss: Bugel, aus dem Ober-gurt herausstehend

Am Ende der Trager wurden zwei Quertragergleichzeitig mit der oberen Decke betoniert, umdie Balken zu verbinden. Um eine gute Verbin-

dung mit den Tragern herzustellen, wurden aus je-dem Trager 8 herausstehende Litzen im Quertra-ger verankert. Die Fahrbahnplatte, deren Dickezwischen 210 und 320 mm variierte, wurde mit-hilfe von vorgefertigten Elementplatten und Ort-beton der Festigkeitsklasse C35/45 hergestellt.Dieser Entwurf wurde aus wirtschaftlichen Grun-den gegenuber den anderen Alternativen bevor-zugt. Die Druckfestigkeit des UHPC betrug165 MPa, wobei die folgende Zusammensetzungverwendet wurde:– 2.360 kg CERACEM BFM-Millau Premix

(trockene Mischung von Zement und Zu-schlag),

– 45 kg Hochleistungsfließmittel,– 195 kg Wasser,– 195 kg Stahlfasern.

Bei der Bemessung wurde dem unterschiedlichenSchwindverhalten der beiden Betone besondereAufmerksamkeit geschenkt.

Auch hier wurde vor Einbau der Trager ein Eig-nungstest durchgefuhrt, wie in der franzosischenRichtlinie fur UHPC vorgeschrieben. Dieser Testwurde an einem Tragerausschnitt von 5 m Langedurchgefuhrt. Der Ausschnitt wurde auf genaudieselbe Weise betoniert wie der reale Trager. Ins-gesamt wurden 18 Prismen aus dem Abschnitt ge-sagt: 6 vertikal, 6 horizontal und 6 geneigt. DiesePrismen wurden mit einem Sageschnitt versehenund auf Biegung getestet. Auf diese Weise konnteder Faserorientierungsbeiwert bestimmt werden,um die Annahmen in der Berechnung zu kontrol-lieren. Als Vorteile dieser Bauweise gelten dieDauerhaftigkeit und die Moglichkeit, relativleichte Bruckenuberbauten zu entwerfen. In der

202 UHPC

Bild 111. Pont Pinel im Bau

Bild 112. Tragerquerschnitt Pont Pinel

Ausfuhrung sind die sofortige Stabilitat und dieschnelle Montage der Trager vorteilhaft. Wenndie Trager montiert sind, entsteht eine sichere Ar-beitsflache fur den weiteren Aufbau, wobei derVerkehr unter dem �berbau nicht behindert wird.

7.1.2.5 Verstarkung der Pont sur l’Huisne inMans

Bei der Pont sur l’Huisne in Mans wurde UHPCverwendet, um eine Erhohung der Tragfahigkeitdurch externe Vorspannung zu realisieren [151].Dies wurde notwendig, weil eine neue Straßen-bahn uber die Brucke gefuhrt werden sollte. Die65 m lange Brucke bestand aus zwei parallel ver-laufenden Decken mit einer Breite von 15 m, un-terstutzt durch vorgefertigte I-formige Spannbe-tontrager mit einer Lange von 31,6 m. Die ge-plante Losung mit externer Vorspannung konntejedoch nicht realisiert werden, weil der alte Tra-gerquerschnitt schon zu hoch ausgenutzt war, umdie zusatzliche Normaldruckkraft tragen zu kon-nen. Deshalb wurden die Tragerstege mit UHPC(BSI/CERACEM mit einer Druckfestigkeit von150 MPa) verbreitert. Ein wesentlicher Vorteilder Anwendung von UHPC war zudem, dass dievon Eiffage entwickelte Betonmischung einenElastizitatsmodul von 64.000 MPa aufwies, derdamit doppelt so groß war wie der des Bestands.Die hohere Steifigkeit des UHPC-Querschnittszieht somit Normalkrafte an und schont den beste-henden Querschnitt. Das Betonieren und Verdich-ten unter einer vorhandenen Fahrbahnplatte lasstsich schwer mit einem konventionellen Betondurchfuhren. Deshalb wurde ein selbstverdichten-

der UHPC entwickelt. Weil Stahlfasern (2,5 Vol.-%,oder 200 kg/m3) verwendet wurden, konnte aucheine klassische Betonstahlbewehrung entfallen.Der UHPC wurde somit nicht an erster Stelle we-gen seiner hohen Festigkeit gewahlt, sondern we-gen des hohen E-Moduls, des selbstverdichtendenVerhaltens und des moglichen Verzichts auf kon-ventionelle Bewehrung.

Die mittlere Festigkeit des Betons betrug imDurchschnitt 182 MPa. Das BSI/CERACEM-Pre-mix wurde auf die Baustelle geliefert und dort ge-mischt (Bild 114). Das Betonieren erfolgte durch 6Fenster je Tragerseite. Die hohe Festigkeit des Be-tons wurde ohne Warmebehandlung und trotz derniedrigen Umgebungstemperatur erzielt.


IX

Bild 113. Stegverbreiterung mit UHPC beim Pont sur l’Huisne [151]

Bild 114. Betonieren des UHPC durch ein Fenster inder Fahrbahnplatte

7.1.3 Japan

7.1.3.1 Sakata-Mirai-Fußgangerbrucke (2003)

Die Sakata-Mirai-Brucke wurde passend zu einerunaufgeregten Umgebung entworfen [174]. DerEntwurf nutzt die Vorteile von UHPC gezielt aus,benotigt neben einer Bewehrung aus Stahlfasernkeine schlaffe Bewehrung aus Betonstahl, sondernerreicht seine Tragfahigkeit durch Einsatz einerexternen Vorspannung. Die Brucke ist extremleicht mit einem Gesamtgewicht von nur 56 Ton-nen. Dies entspricht etwa einem Funftel des Ei-gengewichts einer konventionellen Stahlbeton-struktur und resultiert in einem wirtschaftlichenVorteil von etwa 10% [174].

Bild 115 zeigt die Brucke, welche ein Einfeldsys-tem mit einer Spannweite von 50,2 m ist, und

den Bruckenquerschnitt in Feldmitte, in dem diebeiden externen Spannglieder, bestehend aus 31Litzen Ø 15,2 mm zu sehen sind.

Die Querschnitthohe variiert von 550 mm amAuflager bis 1.650 mm in Feldmitte, um Anfor-derungen aus der Durchbiegungsbegrenzung von1/600 der Spannweite gerecht zu werden. Fur dieBemessung wurden detaillierte Nachweise mit-hilfe einer nicht-linearen 3-D-Berechnung unterBerucksichtigung der kreisformigen �ffnungenin den Stegen des Querschnitts durchgefuhrt. DieBrucke besteht aus sechs vorgefertigten Segmen-ten, welche zunachst von temporaren Unterstut-zungen getragen wurden (Bild 116). Durch ent-sprechende Fugenausbildung wurden die Seg-mente vor dem Vorspannen miteinander verbun-den.

204 UHPC

Bild 115. Bruckenansicht und Querschnitt [Ductalr], [175]

Bild 116. Montage dertemporar unterstutztenSegmente [Ductalr]

7.1.3.2 GSE-Brucke Flughafen Tokyo (2010)

Die GSE-Brucke uberspannt eine Straße und ver-bindet das nordliche und sudliche Flugfeld des To-kyoer Flughafens [176]. GSE steht fur „GroundSupport Equipment“, dient also dem Servicever-kehr im Flughafenbetrieb. An diese Brucke wurdenhohe Anforderungen gestellt. Angestrebt wurdenein Minimum des Zufahrtdammvolumens und -ge-wichts sowie die Sicherstellung der Durchfahrts-hohe zwischen Tragern und uberbruckter Straße.Daraus ergaben sich Anforderungen, den Brucken-uberbau so weit wie moglich abzusenken und dieTragerhohe so gering wie moglich auszubilden.Aus diesem Grund wurde faserbewehrter UHPCfur die Konstruktion des �berbaus verwendet.

Der fur dieses Projekt verwendete UHPC besitztfolgende Eigenschaften: eine sehr hohe charakte-ristische Druckfestigkeit von 180 N/mm2, einehohe Bestandigkeit und Gefugedichtigkeit miteinem bis zur Hydratationsgrenze herabgesetzten

Wasser-Zement-Wert von 0,24 und weniger sowieeinem sehr geringen Porenanteil. Die Wasser-durchlassigkeit und der Diffusionskoeffizient furChlorid-Ionen liegt bei 1/100 bis 1/300 der Wertefur Normalbeton. Dem UHPC wurden 2 Vol.-%Stahlfasern mit einem Durchmesser von 0,2 mmund einer Lange von 15 mm zugegeben. Konven-tionelle Bewehrung aus Stabstahl war nicht not-wendig. Der verwendete UHPC zeigte gute Fließ-eigenschaften und war selbstverdichtend.Die Bruckenstruktur besteht aus drei Hohlkasten-querschnitten (Bild 118). Jeder Hohlkasten besitzteinen Obergurt aus konventionellem Stahlbetonsowie Stege und Untergurt aus stahlfaserbewehr-tem UHPC. Die Stutzweite betragt 47,6 m. DieSpannglieder sind im Innern des Hohlkastens an-geordnet.

Die vorgefertigten UHPFRC-Trager wurden inSegmenten hergestellt, um ein Einzelsegmentge-wicht von 10 t nicht zu uberschreiten.


IX

Bild 117. Ansicht der GSE-Brucke[JSCE-Award-Homepage] [176]

Die Verbindung zwischen UHPFRC-Tragern undder Platte aus normalfestem Beton wurde uberzweireihig angeordnete Perfobond-Schubleistensichergestellt, die auch Zugbeanspruchungen in-folge der weit auskragenden Platte aufzunehmenhaben.

7.1.3.3 Monorail der Haneda-Linie zum HanedaFlughafen

Der Bau der Monorail-Linie begann in den 60er-Jahren des vorigen Jahrhunderts [177]. Die Tragerbestehen gewohnlich aus vorgespanntem normal-festem Beton mit einer durch das Eigengewichtdes Tragers begrenzten Stutzweite von 20 m.

Der Einsatz von UHPFRC fuhrt zu einem ge-ringeren Eigengewicht und erlaubt demgemaßeine großere Stutzweite von 40 m. Dem verwen-deten UHPC sind 2 Vol.-% Stahlfasern miteinem Durchmesser von 0,2 mm, einer Langevon 15 mm und einer Zugfestigkeit von2.8000 N/mm2 zugegeben worden. Der UHPFRCerreichte so eine mittlere Zugfestigkeit von ft w11,3 N/mm2 und eine charakteristische Zugfestig-keit von ftk w 8,8 N/mm2.

Aufgrund der Transportbegrenzungen wurde der40 m lange Trager in drei U-formige Segmenteund Plattensegmente aufgeteilt (Bild 121), aufder Baustelle mit nassen und trockenen Fugen mit-

206 UHPC

Bild 118. Querschnitt des Bruckenuberbaus [176]

Bild 119. Langsschnitt der GSE-Brucke mit Darstellung der einzelnen Segmente der Trager [176]

Bild 120. Anordnung und Beanspruchung der Perfobond-Schubleisten [176]

einander verbunden und vorgespannt. Dieses Pro-jekt gilt als erste Anwendung von UHPFRC imBahnbau.

7.1.4 Sudkorea

7.1.4.1 Seonyu Brucke des Friedens, Seoul

Die Brucke des Friedens ist eine Bogenbrucke, dieeine Spannweite von 120 m besitzt. Sie bestehtaus sechs vorgefertigten und vorgespannten Seg-menten. Der Querschnitt der Segmente ist PI-for-mig und vereint eine quergerippte Platte mit zweiTragern (Bild 123). Die Breite der Brucke betragt

4,3 m bei einer Hohe von 1,3 m. Die Platte ist30 mm dick und wird im Abstand von 1,225 mvon Querrippen und an den Plattenrandern von jeeiner Langsrippe unterstutzt. Unter der Plattesind zwei 160 mm dicke Langsstege angeordnet[178].

Die Querrippen sind mit Einzellitzen mit einemDurchmesser von 12,7 mm und kleinen, speziellangefertigten Ankern vorgespannt. In Langsrich-tung werden die Stege durch je 3 Spanngliedervorgespannt. Zur Aufnahme der horizontalenKrafte ist der Bogen an den Enden durch zwei9 m tiefe Stahlbetonfundamente gelagert.


IX

Bild 121. Umgekehrt U-formiger Querschnitt,Langsansicht und Aufbau des Monorail-Tragers[177]

Bild 122. Langsschnitt durch den Monorail-Trager [177]

208 UHPC

Bild 123. PI-formiger Querschnitt und Schalung [178]

Bild 124. Errichtung des Bogens und Segmentansicht [178]

Bild 125. Ansicht der Seonyu Brucke des Friedens in Seoul [175]

Bild 126. Schragseilbrucke verbindet zwei Burogebaude, Grundriss [172]

7.1.4.2 Schragseilbrucke KICT (Korean Instituteof Construction Technology) (2009) [172]

2009 wurde im Rahmen des Projekts Super Bridge200 des KICT eine Schragseilfußgangerbruckerealisiert, welche zwei Burogebaude des KICTmiteinander verbindet [172]. Je zwei Segmentedes Bruckendecks sind aus vorgespanntem, stahl-faserbewehrtem UHPC als Fertigteil hergestelltworden. Die geringen Abmessungen der Rand-trager zeigen die hohe Drucktragfahigkeit desUHPC.

Diese Brucke ist ein 1:1-Versuch in Vorbereitungauf eine Anwendung in großerem Maßstab aufder Basis der Ergebnisse eines Forschungspro-jekts am KICT. In diesem Forschungsprojektwird die mogliche Anwendung von stahlfaserbe-wehrtem UHPC als Bruckendeck von weitge-spannten Schragseilbrucken untersucht.

7.1.4.3 Entwurf Jobal-Brucke (Korean Institute ofConstruction Technology)

Um das Eigengewicht des Bruckendecks weitge-spannter Schragseilbrucken zu reduzieren, wurdeeine 60 mm dicke Platte mit vorgespannten Rip-pen aus UHPFRC entwickelt. Das Achsmaß derRippen betragt 600 mm. Dieser Bruckendeck-querschnitt fuhrt zu einer Gewichtsersparnis ge-genuber konventionellem Beton von 50% [172,173].

Fur eine Anwendung in großem Maßstab wurde2011 fur die Verbindung der Stadt Jobal mit der In-sel Dunbyung an der Sudkuste Koreas eineSchragseilbrucke mit drei 90 m hohen Pylonenund einer Hauptspannweite von 200 m entworfen.Das mit vorgespannten Querrippen und Rand-tragern versehene Bruckendeck ist aus stahlfaser-bewehrtem UHPC geplant.


IXBild 127. Entwickelter Bruckendeck-querschnitt [172, 173]

Bild 128. Bruckendeckquerschnitt mit parabolischen Randtragern [172]

7.1.5 Deutschland

7.1.5.1 Brucken uber die Nieste bei Kassel

Als erste baupraktische Anwendung von UHPC inDeutschland wurde 2004 in der Nahe von Kasseleine 12 m weit gespannte Fußgangerbrucke uberdie Nieste errichtet [20]. Die Brucke wurde alsFertigteillosung konzipiert und im nachtraglichenVerbund mit zwei Spanngliedern vorgespannt.Der Querschnitt der Brucke ist in Bild 130a darge-stellt.

Die Fahrbahnplatte besitzt eine Dicke von 10 cmund eine Stutzweite in Querrichtung von 3 m. Sieist ausschließlich mit Fasern bewehrt. Stabstahl-bewehrung wurde lediglich im Einleitungsbereichder Spannkraft eingesetzt. Die Hohe der beidenStege ist variabel und dem Verlauf der Beanspru-chungen angepasst. Wegen der geringen Massevon nur 12 Tonnen konnte der �berbau per Tiefla-der vom Fertigteilwerk zur Baustelle transportiertund dort von einem Mobilkran in nur etwa zweiStunden eingehoben und montiert werden. Unmit-telbar danach erfolgte die Verkehrsubergabe (Bild130b).

Wegen ihrer Wirtschaftlichkeit und der sehr kur-zen Bauzeit wurden in unmittelbarer Nahe zur ers-ten Brucke zwei weitere Fertigteilbrucken ausUHPC errichtet. Diese besitzen Stutzweiten von7 m bzw. 9 m und eine Breite von jeweils 2,9 m(Bild 131). Sie sind als zweistegige Plattenbalken

ausgefuhrt. Die Dicke des Bruckendecks betragt8 cm. Die Stege besitzen eine Breite von 18 cmund eine Hohe von 30 cm in Feldmitte. Die Unter-kante der Stege folgt einem Kreisbogen, wahrenddie Oberkante gerade verlauft. In Langsrichtungsind die Stege im sofortigen Verbund vorgespannt.Stabstahlbewehrung wurde nicht eingesetzt. InBruckenquerrichtung werden die Beanspruchun-gen ausschließlich durch den faserbewehrten Be-ton aufgenommen.

�hnliche Fertigteilbrucken, jedoch mit Stutzwei-ten von ca. 18 m, wurden auch in Weinheim uberdie Weschnitz sowie in Friedberg in Hessen uberdie Usa errichtet.

7.1.5.2 Gartnerplatzbrucke uber die Fulda inKassel (2007)

Nachdem in den vorangegangenen Projekten ei-nige praktische Erfahrungen mit dem neuen Bau-material gesammelt werden konnten, beschlossdie Stadt Kassel, eine Fuß- und Radwegbruckeals Verbundbrucke aus Stahl und UHPC uber dieFulda zu errichten. Bild 132 zeigt den Langs-schnitt der vom Ingenieurburo IBB Fehling SJungmann GmbH, Kassel, entworfenen Gartner-platzbrucke [20].

Die neue Brucke sollte eine bestehende Mehrfeld-brucke aus Holz ersetzen, die erhebliche Schadenaufwies. Der Ersatzneubau wurde als 6-Feldbau-

210 UHPC

Bild 129. Entwurf der Jobal-Brucke [172]

werk mit einer Gesamtlange von 134 m konzi-piert. Die großte Einzelstutzweite besitzt eineLange von 36 m. Den Langstrager bildet eineDreigurt-Fachwerkkonstruktion mit variablerHohe (Bild 133a). Die Obergurte des Fachwerkswurden aus UHPC gefertigt. Der Untergurt unddie Diagonalen sind Stahlrohre und mit dem Ober-gurt uber gleitfest vorgespannte Schrauben ver-bunden. Das Bruckendeck besteht aus 5 m breitenUHPC-Fertigteilplatten, die in Querrichtung derBrucke im sofortigen Verbund vorgespannt sind.Um die Entwasserung sicherzustellen, besitzendie Platten an den Randern eine Dicke von 11 cmund in der Mitte eine Dicke von 8 cm. Nach derErrichtung des Dreigurtfachwerks wurden dieFahrbahnplatten mit dem Obergurt des Fachwerkswie auch untereinander durch Kleben verbunden.Mechanische Verbindungsmittel wurden nichteingesetzt.

Die Klebeverbindung wurde zuvor ausgiebig imLabor getestet. Die Ergebnisse der Untersuchun-

gen und die praktischen Erfahrungen sind in[180] und [181] sowie in Abschnitt 6.3 dargestellt.Um ausreichende Tragsicherheit der Verbindungsowohl unter lang andauernder Belastung alsauch unter Temperaturbeanspruchung sicherzu-stellen, erwies sich eine Vorbehandlung der Kle-beflachen mittels Sandstrahlen als besonderswirksam.Der Obergurt des Fachwerks wurde unter Ausnut-zung der hohen Verformungsfahigkeit von UHPCzunachst gerade hergestellt und anschließendbeim Aufbringen auf die Stahlkonstruktion ent-sprechend der Gradiente gebogen. Hierfur war be-reits das Eigengewicht des an seinen Enden ange-hobenen Obergurts ausreichend. Das Prinzip ist inBild 133b erlautert.Die so vorgefertigten Einfeld-Fachwerktragerwurden Feld fur Feld montiert und durch Stirn-plattenstoße zu einem Durchlaufsystem verbun-den. Um im Endzustand dauernde Zugspannungenin Langsrichtung im Bruckendeck zu vermeiden,


IX

Bild 130. Erste UHPC-Bruckein Deutschland; a) Querschnitt,b) Ansicht nach der Fertigstel-lung

212 UHPC

Bild 131. Zwei weitere UHPC-Fertigteilbrucken uber die Nieste;a) Querschnitt, b) Ansicht einer der Fertigstellung

Bild

132.

LangsschnittderGartnerplatzbrucke

wurde der gesamte �berbau durch zwei zusatzli-che externe Spannglieder ohne Verbund, die inden beiden UHPC-Obergurten gefuhrt sind, nach-traglich vorgespannt.

Um das Langzeitverhalten der Brucke zu untersu-chen, wurde ein Monitoring-System installiert. Esumfasst verschiedene Arten von Sensoren, z. B.fur Temperatur, Feuchtegehalt, Durchbiegungund Verdrehungen sowie Relativverschiebungenzwischen den geklebten Komponenten. Beschleu-nigungsaufnehmer erlauben die Erfassung etwai-ger �nderungen der Steifigkeit der Struktur [152].


IX

Bild 133. a) Querschnitt der Gartnerplatzbrucke undb) Krummen der ursprunglich gerade hergestelltenUHPC-Elemente (Prinzipskizze)

Bild 134. Gartnerplatzbrucke nach ihrer Fertigstellung

7.1.5.3 Pilotprojekt desHessischenLandesamts furStraßen- und Verkehrswesen

Im Rahmen eines Pilotprojekts des HessischenLandesamts fur Straßen- und Verkehrswesen,Wiesbaden, war vorgesehen, eine UHPC-Be-schichtung als Ortbetonerganzung auf ein Bru-ckendeck aus normalfestem Beton aufzubringen[153]. Die UHPC-Schicht sollte die ubliche Ab-dichtung des �berbaus ersetzen und zugleich sta-tisch mitwirken.

Fur das Pilotprojekt wurde eine annahernd recht-winklige zweifeldrige Brucke mit Stutzweitenvon 21,50 m und 22,50 m gewahlt. Als Quer-schnitt war ein mehrstegiger Plattenbalken ausvorgespannten Fertigteiltragern mit Ortbeton-erganzung vorgesehen (Bild 135). Die Schichtdi-cke des UHPC sollte 3 cm betragen und aus-schließlich faserbewehrt (6 Vol.-%) sein.

Die Fugen zwischen zwei Fertigteilen waren sokonzipiert, dass der Fugenverguss gleichzeitigmit der Deckbeschichtung hergestellt werdenkonnte. Die Fugenausbildung mit schlaufenformi-ger �bergreifung ist in Bild 136a dargestellt.

Um in Langsrichtung Durchlaufwirkung zu erzie-len, war ein �bergreifungsstoß der oberen Beweh-rung der Fertigteile uber der Zwischenunterstut-zung vorgesehen. Die UHPC-Schicht sollte daheran dieser Stelle eine Dicke von 8 cm erhalten.Am Mittelauflager war ein Betongelenk angeord-net.

Der �bergreifungsstoß in der Langsfuge wurde inDrei-Punkt-Biegeversuchen an annahernd origi-nalmaßstablichen Probebalken mit UHPC-Fugen-verguss untersucht. Die Belastung wurde monotonzunehmend und, in Hinblick auf die Ermudung,auch zyklisch aufgebracht. Das Versagen trat inden statischen Versuchen stets durch Fließen derBewehrung in der Kontaktfuge zwischen normal-festem Beton und UHPC ein (Bild 137). Versagenim �bergreifungsbereich oder durch Ermudungwurde nicht beobachtet.

Der �bergreifungsstoß uber der Mittelunterstut-zung wurde auf ahnliche Weiße experimentell un-tersucht. Bei einer �bergreifungslange von 15 dstrat das Versagen am Ende des �bergreifungsbe-reichs durch Fließen der Stabbewehrung ein.

Die Bruckenkappenelemente sollten in UHPCvorgefertigt und auf dem Bruckendeck mit einemEpoxykleber befestigt werden.

Leider konnte das Projekt wegen einer zu geringenBieteranzahl nicht realisiert werden.

Neuere Untersuchungen auf diesem Gebiet gehenin Richtung einer mit niedrigem Fasergehalt undStabstahl kombiniert bewehrten UHPC-Ergan-zung, die eine hohere Wirtschaftlichkeit bei min-destens gleichwertigen Gebrauchstauglichkeits-und Dauerhaftigkeitseigenschaften erwarten lasst.

214 UHPC

Bild

135.

PilotprojektdesHLSV:QuerschnittdesBruckenub

erbausalsmehrstegigerPlattenbalken

7.1.5.4 Radweg-Bogenbrucke uber die Pleiße inMarkkleeberg (2012)

In Markkleeberg bei Leipzig wird eine schadhafteHolzbrucke zur �berfuhrung eines Radwegs uberdie Pleiße durch einen neuen �berbau ersetzt(Bild 138). Bauherr ist der Freistaat Sachsen, ver-treten durch das Straßenbauamt Leipzig. Mit derEntwurfs- und Ausfuhrungsplanung wurde das In-genieurburo KHP-Zerna in Leipzig beauftragt.

Der neue �berbau wird als Einfeld-Bogenbruckemit einer Stutzweite von 31,70 m zwischen denLagerachsen ausgefuhrt. Die lichte Breite zwi-schen den Gelandern betragt 3,50 m.

Die beiden Bogen bestehen aus ungefullten Stahl-rohren mit einem Durchmesser von 324 mm. DieFahrbahnplatte wird aus Fertigteilen aus faserbe-wehrtem UHPC hergestellt, welche in Fahrbahn-

langsrichtung mittels nachtraglicher Vorspannungohne Verbund miteinander verbundenen werden.Die Segmentfuge zwischen den Fertigteilen wirdals Trockenfuge ausgebildet. In Querrichtung istdie Fahrbahnplatte schlaff bewehrt.

Die UHPC-Platten besitzen im Feldbereich eineDicke von 8 cm. Im Hangerbereich wird je einVersteifungstrager mit einer Gesamthohe von30 cm angeordnet. Bogen und Fahrbahnplattewerden durch geneigte, sich nicht kreuzende Seilegelenkig verbunden. In den Langstragern (Verstei-fungstragern) der Fertigteile werden Hullrohre an-geordnet, in die nach der Montage der FertigteileSpannglieder ohne Verbund zur nachtraglichenVorspannung des Gesamtquerschnitts eingezogenwerden konnen. Die Spannglieder dienen zugleichals Zugband zur Aufnahme des Horizontalschubsaus den Bogen.

7.1.6 �sterreich

7.1.6.1 Wildbrucke bei Volkermarkt

Die Wildbrucke bei Volkermarkt ist die erste Fer-tigteil-Bogenbrucke aus UHPC und dient als Zu-weg uber ein romantisches Tal zur Firma Wild[154]. UHPC ermoglichte in diesem Zusammen-hang eine besonders filigrane und leichte Kon-struktion, wie Bild 139 zeigt. Die Bogensegmentebestehen aus Hohlquerschnitten mit nur 6 cmWanddicke und externer Vorspannung.

Damit war das Bogenklappverfahren zur Herstel-lung des Bogens besonders gut einsetzbar, da dieteure Gelenkkonstruktion nur fur die Krafte ausdem relativ geringen Konstruktionsgewicht dieserinnovativen Bauweise bemessen werden musste[154]. Somit wurde das in Bild 140 dargestellteKonstruktionsprinzip moglich.

Um die Fertigteile miteinander rationell verbindenzu konnen, wurden die Stirnflachen in großer Pra-zision gefrast und trocken zusammengefugt [155].Dabei wurde die fur die feste Fahrbahn von Hoch-


IX

Bild 136. Pilotprojekt des HLSV: a) Ausbildung derLangsfuge zwischen zwei Fertigteilen, b) �ber-greifungsstoß und Betongelenk an der Mittelunter-stutzung

Bild 137. Pilotprojekt des HLSV: Versagen derLangsfuge durch Stahlfließen

geschwindigkeits-Eisenbahnstrecken bereits be-wahrte CNC-Frastechnologie der Fa. Max Bogl,Neumarkt/Oberpfalz angewandt, nachdem dieFertigteile bereits der Warmebehandlung unterzo-gen worden waren. Diese verformen bzw. verzie-hen sich danach infolge Schwindens praktischnicht mehr, sodass ein weitgehend vollflachigerKontakt zwischen zu verbindenden Fertigteilengarantiert werden kann.

Die einzelnen Segmente des Bogens sowie die Bo-genstander wurden miteinander durch externe

Spannglieder zusammengespannt (Bild 141), wo-bei den Knie-Knoten oder Knie-Elementen beson-dere Bedeutung zukommt (s. Bild 142).

Fur die Herstellung des Faserbetons, zu dessenVerarbeitung fur die Fertigteile sowie fur denbaustatischen Nachweis war ein umfangreicheswissenschaftliches Begleitprogramm erforderlich,um ausreichende Sicherheit sowie die Realisier-barkeit zu demonstrieren und die notwendige Ak-zeptanz beim Bauherrn und den zustandigen Be-horden zu erlangen. Dabei wurden die Bogenseg-

216 UHPC

Bild 138. Fuß- und Radwegbrucke uber die Pleiße inMarkkleeberg (Computervisualisierung)

Bild 139. Ansicht der Wildbrucke bei Volkermarkt/�sterreich [154]


IXBild 140. Querschnitt und Konstruktionsprinzip der Wildbrucke (bearbeitet nach [154])

Bild 141. Typisches Hohlsegment-Fertigteil fur den polygonzugartigen Bogen [154]

218 UHPC

Bild 142. Knie-Element [154]

Bild 143. Bogenklappverfahren bei der Wildbrucke

mente vollmaßstablich auf ihre Tragfahigkeit ge-pruft. Den Prozess des Bogenklappens veran-schaulicht Bild 143.

7.1.6.2 Rad- und Fußgangerbrucke in Lienz

Zur Verbesserung des Radwegenetzes bei Lienzwurde eine neue Fuß- und Radwegbrucke beno-tigt, bei der die Bauhohe eingeschrankt war undmoglichst wenig Beeintrachtigung des Verkehrsunter der Brucke wahrend der Bauzeit gewunschtwar [156]. Als Losung wurde eine Dreifeldbruckeaus zwei Fertigteilen, die mit einer hochfestenSchraubverbindung zusammengefugt wurden, re-alisiert. Es sollte dabei eine existierende Schalungverwendet worden, sodass die Geometrie der Fer-tigteile festgelegt war. Die endgultige Konstruk-tion wiegt 22 Tonnen und konnte in nur 3 Stundenmontiert werden (Bild 144). Die Fertigteile sind inLangsrichtung vorgespannt und weisen zum Last-abtrag in Querrichtung keinerlei Stabstahlbeweh-rung auf. Hier wird die Tragwirkung durch dieWirkung des Faserbetons erreicht.

7.1.6.3 Modulare Behelfsbrucke furHochgeschwindigkeitsstrecken der Bahn

Im Rahmen von Baumaßnahmen an Eisenbahn-strecken werden sehr oft temporare Brucken beno-tigt, um die Strecke ohne Unterbrechung betreibenzu konnen. Bei Ausfuhrung solcher Brucken inultrahochfestem Beton konnen die hohen Anfor-derungen an Steifigkeit und Schwingungsverhal-ten, die Hochgeschwindigkeitsstrecken an solcheBrucken stellen, erfullt werden. Daruber hinausist es moglich, ein durchgehendes Schotterbett zurealisieren. Zur Erfullung der Anforderungen anDurchfahrtshohen erweist sich eine Konstruktionmit Trogquerschnitt als vorteilhaft, ebenso imHinblick auf die Larmminderung fur die Umge-bung. Bild 145 zeigt Querschnitte, Langsschnitteund das Konzept des dafur entwickelten Systems[156].

Die Lange der Bruckensegmente wurde zu 2 mgewahlt. Sie bestehen aus ultrahochfestem Faser-beton. Im Untergurt ist der Querschnitt fachwerk-artig aufgelost. Dies spart Konstruktionsgewichtund erlaubt zudem die Aufnahme eines Großteilsder verbundlosen Spannglieder, mit denen dieSegmente zusammengespannt werden. Die Aus-bildung der Fugen erfolgt als CNC-plangefrasteTrockenfugen. Die Endsegmente sind jeweils be-sonders gestaltet, um die Spannkrafte verankernund die Auflagerung vornehmen zu konnen (vgl.Bild 146).

7.1.7 Schweiz

Ein wichtiges Einsatzgebiet von UHPC ist die Er-tuchtigung von Bruckenuberbauten mit UHPC[142]. Bei ausgefuhrten Ertuchtigungsprojektenwurde die Betonoberflache des instand zu setzen-den Bauteils jeweils mit Hochdruckwasserstrah-len (HDW) und in einem Fall mit Sandstrahlenvorbereitet. Damit konnte (ohne mechanische Ver-bindungselemente) ein genugender Verbund furein monolithisches Tragverhalten der UHPC-Stahlbeton-Verbundbauteile erzielt werden. Beiallen Anwendungen wurden Vorversuche durch-gefuhrt, um den UHPC mit den im jeweiligen An-wendungsfall zur Verfugung stehenden Personen,Geraten und anderen Gegebenheiten einwandfreiherstellen und einbauen zu konnen. Die Durchfuh-rung dieser Vorversuche war in allen Fallen wich-tig, denn es konnten letzte Korrekturen vorgenom-men werden, die spater eine planmaßige Ausfuh-rung mit der geforderten Qualitat garantierten.Der Frisch-UHPC wurde bei allen Anwendungenohne nennenswerte Schwierigkeiten in herkomm-lichen Betonmischern auf der Baustelle oder imBetonwerk hergestellt und mit ublicher Gerat-schaft (bei extremen Umgebungstemperaturenvon 4 hC respektive 33 hC) eingebaut.

Bei mehreren Anwendungen wurden die Oberfla-chen der Fahrbahnplatte und die Randabschlussevon Brucken gemaß dem in Bild 147 dargestellten


IX

Bild 144. Fuß- und Radwegbrucke bei Lienz

220 UHPC

Bild 145. Querschnitte, Langsschnitte und Konzept einer modularen Behelfsbrucke aus UHPC furHochgeschwindigkeits-Eisenbahnstrecken

Bild 146. Segment-Fertig-teile

Konzept abgedichtet. UHPC wurde entsprechendder Grundidee in denjenigen Bereichen des Bau-werks eingesetzt, die den hochsten Beanspruchun-gen der Expositionsklassen XD2, XD3 dauerhaftstandhalten mussen. Es wurden mit selbstverdich-tendem UHPC Gefalle bis maximal 10,6% herge-stellt (Bild 148). Dazu war eine angepasste Mi-schung notwendig, die ein sogenanntes thixo-tropes Verhalten des Frisch-UHPC ermoglicht,d. h. zahfließend bei der Bearbeitung und standfestnach dem Einbau. Oberflachen in Sicht-UHPCwurden roh geschalt oder in einem Fall mit einerprofilierten Folie bearbeitet, um die Bildung vonRostpunkten an der mit chloridhaltigem Wasserbeaufschlagten UHPC-Oberflache zu reduzierenund hervorstehende Fasern zu vermeiden.

Als interessante Moglichkeit fur den sinnvollenEinsatz von UHPC wird in der Schweiz die opti-male Kombination unterschiedlicher Betone ineiner Konstruktion gesehen (Mischbauweise).UHPC wird dann einzig in den stark exponiertenTragwerksbereichen eingesetzt, d. h. an der Ober-seite der Fahrbahnplatte und in den Bruckenkap-pen. Alle anderen Teile des Bruckentragwerks ver-bleiben in herkommlichem Stahlbeton, da dieseTeile eine nur mittlere Exposition erfahren. In die-

sem Zusammenhang wird auf ein entsprechendesPilotprojekt des Hessischen Landesamts fur Stra-ßen- und Verkehrswesen verwiesen, welches inAbschnitt 7.1.5.3 naher beschrieben ist [153].

7.1.8 Die Niederlande

Im niederlandischen Bruckenbau wurde UHPCbisher nur bei wenigen Neubauprojekten ange-wendet. Bild 149 zeigt jedoch, dass UHPC auchfur kleine Brucken sinnvoll eingesetzt werdenkann, da die Reduktion der Schlankheit eleganteKonstruktionen ermoglicht. Die Brucke hat eineLange von 14 m und in der Mitte der Spannweiteeine Dicke von 300 mm (l/d w 48).

Wahrend es bisher nur wenige Neubauten ausUHPC gibt, wurden bereits mehrere Brucken mitUHPC ertuchtigt. Die erste Anwendung vonUHPC in den Niederlanden (2002) betraf den Er-satz eines Bruckendecks aus tropischem Holz(115 mm dicke Balken) durch eine Betondeckemit einer Gesamtdicke von nur 45 mm [159]. DieFahrbahnplatte wurde aus UHPC-Elementen miteiner Breite von 2,95 m und einer Lange von7,25 m zusammengesetzt. Die 45 mm dicken Ele-mente hatten eine Betondeckung (oben) von9 mm, 3 Lagen Bewehrungsstahl ds w 8 mm mitStababstand 40 mm und eine untere Betonde-ckung von 10 mm. Der Bewehrungsgrad betrugsomit 5,6%. An den Randern war eine Verdickungder Elemente erforderlich, um die Randmomenteaufnehmen zu konnen. Die Dicke betragt hier65 mm, mit 5 Staben dsw 12 mm oben und 5 Sta-ben dsw 16 mm unten. Der Beton war sehr fließ-fahig und erreichte eine Druckfestigkeit von uber180 MPa. Die Elemente wurden auf eine maxi-male Radlast von 200 kN (Aufstandsflache350 mm q 600 mm) bemessen. Zwei Elementewurden an der TU Delft mit mehr als 10 MillionenLastwechseln auf Ermudung getestet. Die Versu-che bestatigten die Erwartungen. Bei der Montagewurden die Paneele auf die unterstutzenden Stahl-trager aufgelegt und mit 4 Stellschrauben adjus-tiert. Auf der UHPC-Fahrbahnplatte wurde keine


IX

Bild 147. Querschnitt einer mit UHPC instand gesetzten und verbreiterten Brucke (Abmessungen in cm) [157]

Bild 148. Einbau des Frisch-UHPC auf einer Fahr-bahnplatte (2004)

weitere Beschichtung aufgebracht. Das Tragver-halten wird seit 2002 uberwacht und ist bishereinwandfrei.

Drei weitere Brucken mit orthotropen Stahluber-bauten wurden mit einer Fahrbahnplatte ausHochleistungsbeton versehen (Calandbrucke,Moerdijkbrucke und Brucke Hagenstein). Weil inder Stahlkonstruktion Ermudungsrisse aufgetretenwaren, wurde fur die sehr dunne Fahrbahnplattekein UHPC gewahlt, da die Ermudungsproblemehierdurch nicht hatten gelost werden konnen.

Stattdessen entschied man sich fur eine optimaleMischung aus Betonfestigkeit einerseits undMasse andererseits. Die zugehorige Betonmi-schung bestand aus 475 kg Bindemittel (Portland-zement, Silikastaub und Zusatzmittel), 750 kgSand 0 bis 2 mm, 1170 kg Granit 2 bis 5 mm,75 kg Stahlfasern (l w 12 mm und d w 0,4 mm)und 150 l Wasser. Die mittlere 28-Tage-Wurfeld-ruckfestigkeit betrug etwa 120 MPa. Die Fahr-bahndicke war 60 mm dick, bewehrt mit Beton-stahl ds w 12 mm, Stababstand 75 mm.

222 UHPC

Bild 149. Fußganger- und Fahrradbrucke aus UHPC in Purmerend, Niederlande (2008)

Bild 150. Bewehrung der UHPC-Fahr-bahnplatte (Bewehrungsgrad 5,6% in derPlatte und 10% im versteiften Rand)

Bild 151. Montage einer UHPC-Elementplatte (Dicke 45 mm) fur die Kaagbruckenin den Niederlanden (2003)

7.2 Anwendungen im Hochbau

7.2.1 Stutzen

Die Verringerung der Stutzenabmessungen imHochbau ist ein Wunsch vieler Architekten. Vorallem in den unteren Geschossen (Eintrittshalle)wirken Stutzen oftmals sehr massiv, was die�sthetik und Flexibilitat der Raume beeintrach-tigt. Beim Bau des 59-geschossigen HochhausesPark City Musashi Kosugi [160] wurden erste Er-fahrungen mit der ortlichen Herstellung einerhochbewehrten Stutze mit Querschnittabmessun-gen 1,2 m q 1,3 m gesammelt. Die Anspruchean die Mischungszusammensetzung betrafen dieFließfahigkeit (in Zusammenhang mit der dichtenBewehrung), den Feuerwiderstand und die Zahig-keit in Bezug auf das Verhalten bei einem Erd-beben. Die entwickelte Mischung bestand (je m3

Beton) aus 155 kg Wasser, 103 kg Zement,436 kg Feinstsand, 840 kg Kies, 2 kg Polypropy-lenfasern und 40 kg Stahlfasern. Die Druckfestig-keit lag bei uber 170MPa. Bild 152 zeigt einen Sa-geschnitt durch eine Probestutze, die betoniertwurde, um vorab Erfahrungen mit dieser Bau-weise zu sammeln. Die visuelle Inspektion zeigteeine homogene Betonflache mit einwandfreierVerdichtung. Die Erfahrungen bei der Herstellungeiniger hochfester Stutzen im ersten Geschoss wa-ren positiv.

Auch in Korea wurden mit UHPC-Stutzen imHochbau Erfahrungen gesammelt [161]. Dazuwurde eine UHPC-Mischung mit Low Heat Port-land Zement entwickelt. Die 28-Tage-Druckfes-tigkeit betrug 180 MPa bei einem w/b-Wert von0,15. Insgesamt wurden 9 m3 UHPC in die Stut-zenschalungen im Kellergeschoss des 66-ge-schossigen Hochhauses Metapolis in Dong-tangepumpt.

Das Potenzial des Baustoffs UHPC liegt im Hoch-bau jedoch vor allem darin, architektonisch inno-

vative Formen zu entwickeln und neue Strukturenzu schaffen. Ein Beispiel dafur sind die baumarti-gen Stutzen im Musee des Civilisations de l’Eu-rope et de la Mediterranee (MuCEM) in Marseille,zurzeit im Bau. Die tragende Konstruktion diesesGebaudes besteht zu einem Großteil aus UHPC-Bauteilen, wie den baumformigen Stutzen (Bild153), den Randbalken der Decke, den Fassaden-elementen und der Fußgangerbrucke zum benach-barten Fort Saint Jean. Die baumformigen Stutzentragen wesentlich zum besonderen Charakter derKonstruktion bei. Die Stutzen, die alle eine unter-schiedliche Form besitzen, tragen die vertikaleBelastung. Sie stehen vor den Randbalken derDecke, die sie tragen, sodass eine exzentrische Be-lastung auftritt, fur die die Stutzen bemessen wer-den mussten.Die Befestigung der Stutzen oben an den Decken-randbalken und unten am Fundament wird uberVorspannelemente realisiert, wodurch gleichzeitigdie Biegetragfahigkeit der ganzen Stutze ver-großert wird. In Bezug auf die statische Bemes-sung wurden Finite-Elemente-Berechnungendurchgefuhrt, wobei nichtlineare konstitutiveGleichungen verwendet wurden. Tests wurden imVoraus an drei geraden und an drei Y-formigenStutzen durchgefuhrt. Dabei wurde eine Ausmitteder Belastung aus den Randbalken von 225 mmangesetzt. Die Ergebnisse bestatigten die Annah-men der Berechnung. Auch ein Erbebennachweiswurde gefuhrt, wobei von elastischem Verhaltender Stutzen ausgegangen wurde.

7.2.2 Fassaden

Das schon vorher erwahnte Gebaude MuCEMwird auch durch eine besondere Fassade gepragtsein. Bild 154 zeigt die Außenfassade als Teil desGebaudes und im Detail.Die 6 m q 3 m großen Elemente mit offenerStruktur werden vor der Sudost- und Sudwest-


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Bild 152. Querschnitt der Probestutze aus UHPC furdas Hochhaus City Musashi Kosugi, Tokyo [160]

Bild 153. Baumformige UHPC-Stutzen im Gebaude„MuCEM“, Marseille, Frankreich (2012)

fassade des Gebaudes angeordnet. Die Elementesind selbsttragend und werden durch Verbindun-gen aus Polyurethan gekoppelt. Hierdurch sollenOberflachenungenauigkeiten ausgeglichen undunerwunschte Spannungskonzentrationen vermie-den werden.Eine andere Anwendung transparenter Fassaden-elemente findet sich an einem Gebaude in Sedan,Frankreich (Bild 155a). Um dem Gebaude einenindividuellen Charakter zu geben, wurde es mit330 m2 UHPC-Fassadenplatten mit kreisformigen�ffnungen umgeben. Die Elemente sind 2 m lang,4 m hoch und 45 mm dick. Sie sind 60 cm vor derGlasfassade angeordnet und wirken so als Son-nenschutz.Die kreisformigen �ffnungen haben unterschied-liche Durchmesser. Der Anteil der �ffnungen ander Fassadenflache betragt 30%. Bei der Vorferti-gung wurden die Paneele in einer Silikonschalung(Bild 156b) betoniert. Durch die Anwendung von

Silikon als Schalungsmaterial wurden Spannungs-konzentrationen und Rissbildung um die �ffnun-gen herum infolge behindertem autogenenSchwinden vermieden und das Ausschalen er-leichtert. Die leicht blaue Farbe des Betons wurdedurch einen weißen Premix erzielt, zu dem blaueund rote Pigmente hinzugefugt wurden. Die Pa-neele wurden 16 bis 20 Stunden nach dem Beto-nieren ausgeschalt.

Eine andere interessante Fassade besitzt das 2010fertig gestellte Hauptburo der Polizei in Nantes,Frankreich [163]. Mit einer Lange von 140 mund sieben Geschossen, ist das Gebaude in vierBlocke untergliedert. Um Koharenz und Unifor-mitat herzustellen, wurde ein Sonnenschirm beste-hend aus UHPC-Streifen (Ductalr) angeordnet.Die Streifen haben eine Lange von 7,20 m, eineBreite von 4,00 m und eine Dicke von 40 bis50 mm. Sie werden durch Pfahle aus weißem po-liertem Beton unterstutzt. Die Streifen werden im

224 UHPC

Bild 154. Fassade des Gebaudes MuCEM in Mar-seille; a) Entwurfsbild, b) Struktur eines Fassaden-elements im Detail (Foto: Ricciotti)

mittleren Bereich durch zwei rostfreie Stahlkabel,die im oberen Teil der Konstruktion verankertwurden, unterstutzt. Diese Kabel durchquerenalle Streifen. Die Streifen sind geringfugig profi-liert, um das Verhalten bei Windbeanspruchungzu verbessern. Die Streifen wurden fur Schnee-und Windlasten bemessen. Durch die Anwendungvon Kabeln zur Unterstutzung der Streifen konnteeine Schlankheit von 144 erreicht werden, waseine visuell attraktive Gestaltung herbeifuhrte.

7.2.3 Treppen und Balkone

Treppen und Balkone sind Bauteile, die praktischzu einer leichten Bemessung einladen. UHPC bie-tet dazu vor allem dann die Moglichkeit, wenn Fa-sern mit einer klassischen Bewehrung kombiniert

werden. Der Kraftfluss in Treppen und Balkonenist relativ eindeutig, sodass mit einer Lage Beton-stahlbewehrung die Belastung effektiv aufgenom-men werden kann. Durch die Wirkung der Stahlfa-sern konnen die Bauteile zudem sehr dunn ausge-fuhrt werden. Im Verankerungs- und �berlap-pungsbereich der Stabe erlaubt die Wirkung derStahlfasern eine kleine Betondeckung, ohne dassdies zu einer Verminderung der Verankerungska-pazitat fuhrt. Die Kombination von Fasern undBetonstahl kann zu sehr schlanken und elegantenKonstruktionen fuhren, wie die Bilder 157 und158 belegen [164].

Um so dunn wie moglich bemessen zu konnen,werden fur diese Anwendungen oft relativ hoheFaservolumen von 150 bis 300 kg/m3 mit hohen(klassischen) Bewehrungsgehalten von 5 bis


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Bild 155. Fassade eines Gebaudes in Sedan; a) Lichteinfall in das Haus mit transparentenUHPC-Fassadenplatten, b) Fertigung der Elemente

Bild 156. Hauptburo der Polizei, Nantes, Frankreich:Sonnenschirm nach Montage [163]

Bild 157. Spiralformige Treppe aus UHPFRC(Hi-Con Danemark [164])

20% kombiniert. Mit einem w/b-Wert von etwa0,16 wird eine Festigkeit von 140 bis 150 MPa er-reicht. Vor allem in Danemark ist diese Bauweisepopular. Heutzutage werden die vorgefertigtenBalkonelemente oft so dimensioniert, dass siedurch eine auskragende Platte an die Decke desGebaudes geschraubt werden konnen. Oberhalbund unterhalb des auskragenden Plattenteils wirdIsolierungsmaterial angeordnet, um Kaltebruckenzu vermeiden. Das System ist sehr einfach: dieBalkonplatte kann problemlos und schnell mon-tiert werden (Bild 159, [164]).

Bild 159 zeigt Hi-Con Balkonplatten fur einHochbauprojekt in Delft (Poptahof), Niederlande,2011. Die Platten haben eine Dicke von 65 mm.Die Balkonplatten werden durch 4 Nocken mitder Decke des Gebaudes verbunden. Eine Probe-belastung (Bild 160) zeigte, dass die Balkonplattedie 5-fache maximale Gebrauchslast tragen kann.

7.2.4 Dacher

UHPC ist als Material auch sehr gut geeignet, Da-cher mit architektonischen Formen zu entwerfen.Eine der ersten Anwendungen von UHPC (2004)waren die Schalendacher des Bahnhofs Shaw-nessy Light Rail Transit Station in Calgary,Kanada (Bild 161), [166].

Die Absicht des Entwurfs war es, ein Schutzdachzu erstellen, das sowohl wenig Wartung erfordert,als auch eine leichte, attraktive Konstruktion dar-stellt. Der UHPC hatte eine Druckfestigkeit von150 MPa und eine Biegezugfestigkeit von25 MPa. Die 18 mm dicken Schutzdacher habeneine Breite von 6 m, eine Tiefe von 5,15 m undeine Hohe von 5,64 m. Sie sind doppelt gekrummtund enthalten keine Betonstahlbewehrung. Siewurden in einer Schalung mit einem Injektions-verfahren betoniert. Auf diese Weise wurden Luft-

einschlusse weitgehend vermieden und eine Ober-flache mit hoher Qualitat erreicht. Die Schutzda-cher wurden auf der Seite liegend und die Stutzenstehend betoniert. Wegen der komplexen Geomet-rie der Konstruktion war eine große Maßgenauig-keit erforderlich. Es wurden Probeversuche durch-gefuhrt. Die Dacher wurden mit Verbindungen ausrostfreiem Stahl an die Stutzen gekoppelt.

Bild 162 zeigt ein kleines Dach aus UHPC, das an-lasslich der Renovierung des Hospitals „De Zon-nestraal“ in Hilversum, Niederlande [167], gebautwurde. Das Dach besteht aus vier Segmenten, miteiner maximalen Spannweite von 8 m. Die Dickeder Dachhaut betrug nur 25 mm. Das Dach wurdemit UHPC des Typs BSI in einer speziellen Holz-schalung gefertigt, wobei kein Betonstahl verwen-det wurde. Die vier Segmente das Daches wurdenmit Bolzen verbunden. Eine Stutze aus rostfreiemStahl verbindet das Fundament und die vier sehrdunnen UHPC-Dachelemente.

In Frankreich wurde 2004 zur �berdachung derZollstation des Millau-Viadukts eine besondere

226 UHPC

Bild 158. Weiße Balkone aus UHPFRC (Hi-ConDanemark [164])

Bild 159. Balkonplatte fur das HochbauprojektPoptahof, Delft, Niederlande [165]

Bild 160. Probebelastung eines UHPC-Balkons,Holztrager in Querrichtung als Absicherung

Dachschale aus UHPC mit einer helikoidalenForm, realisiert [168]. Die 2800 m2 große Schalebesteht aus 53 unbewehrten Segmenten (Bild163).

Das Bauverfahren ahnelt dem aus dem Brucken-bau bekannten Freivorbau, wobei vorgefertigteSegmente in zwei Richtungen als Waagebalkeneingebaut werden. Jedes Segment besteht auszwei 100 mm dicken UHPC-Schichten mit dazwi-schen liegendem Polystyrol. In Abstanden vonzwei Metern wurden die UHPC-Schichten gekop-pelt. Die einzige klassische Bewehrung der Kon-struktion besteht aus einer zentrischen Vorspan-nung, mit der die 53 Segmente uber eine Langevon 100 m zusammengespannt wurden. Durchdiese Vorspannung werden auch die Biegemo-mente zwischen den Auflagern aufgenommen.Die Schale verhalt sich ahnlich wie eine an vierPunkten gestutzte Platte. Der Kraftfluss ist kom-plex, wobei Biegung und Membranwirkunggleichzeitig auftreten. Trotz der außergewohnli-chen Abmessungen (225 m2 Schalungsflache)war fur die Fertigung jedes Segments nur ein Tag

erforderlich, weil durch die Wirkung der Fasernkeine weitere Bewehrung erforderlich war. Eineklassische Bewehrung ware wegen der sehr klei-


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Bild 161. Schaldacher im Bahnhof Shawnessy LightRail Transit Station in Calgary, Kanada 2004

Bild 162. Dach aus UHPC am Eingang des Kranken-hauses „De Zonnestraal“, Hilversum, Niederlande,2005 [167]

nen Dicke der Schale und deren Krummung ohne-hin nicht realisierbar gewesen.

In Le Muy, Frankreich, wurde 2007 ein Dach furein Ausstellungsgebaude fur Kunst, die Villa Na-varra, errichtet [169]. Das Dach besteht aus vorge-fertigten UHPC-Elementen (Ductalr). Die ge-samte Dachflache ist 9,2 m q 40 m groß. DasDach wurde aus 17 identischen gerippten Elemen-ten mit einer Breite von 2,35 m und einer Langevon 9,25 m zusammengesetzt. Der auskragendeTeil hat eine Lange von 7,8 m (Bild 164 unten).Die Rippenhohe betragt am Auflager maximal500 mm und am Ende 30 mm. Die Platte zwi-schen den Rippen hat eine Dicke von 30 mm.

7.3 Andere Anwendungen

7.3.1 Startbahn Haneda Airport Tokyo, Japan

Fur die Erweiterung des Flughafens Haneda in To-kyo begannen die Planungsarbeiten im Jahr 2007,die experimentellen Voruntersuchungen aller-dings schon 2 Jahre zuvor. Dieses Projekt ist einexzellentes Beispiel dafur, wie die Forderungennach Gewichtsersparnis und Dauerhaftigkeit eineokomische Losung aus faserbewehrtem UHPC fa-vorisieren [175].

Bild 165b zeigt die Startbahnerweiterung, die inErmangelung des notwendigen Raumes an Landin die Tokyoer Bucht gebaut wurde. Die Aufschut-

228 UHPC

Bild 163. UHPC-Dachschale des Millau-Viadukts in Frankreich [168]

Bild 164. Dach aus vorgefertigten UHPC-Elementenin Villa Navarra, Le Muy, Frankreich [169]

tung von Land war fur dieses Projekt nicht durch-gangig moglich, da sich ein Teil der Startbahn imMundungsbereich des Tamagawa-Flusses befindet,welcher durch eine Landaufschuttung nicht ver-schlossen werden durfte. In diesem Bereich wurdedie Startbahn auf einer Stahlmole, welche bis zu70 m tief im Meerboden gegrundet ist, errichtet.Die Kombination aus Meerwasser und den klimati-schen Bedingungen vor Ort stellten eine große He-rausforderung an den Korrosionsschutz der Stahl-pfeiler dar. Diesem Umstand wurde mit einer Um-mantelung der Pfeiler aus Edelstahl auf einer Langevon ca. 15 m Rechnung getragen.

Die Plattformdecke wurde aus UHPC-Elementen,gelagert auf einem Stahlrahmen, zusammenge-setzt. Fur die Wahl von UHPC gab es zweiGrunde: Die Plattformdecke sollte so leicht wiemoglich entworfen werden, um die Kosten der un-terstutzenden Konstruktion zu minimieren. Zu-

dem sollte die Dauerhaftigkeit der Betondeckemindestens 100 Jahre betragen. Deshalb wurdeUHPC als Material fur die Decke verwendet.

Die UHPC-Plattformdecke hat eine Gesamtflachevon 200.000 m2. Die Decke wurde von drei japa-nischen Bauunternehmen hergestellt, wobei jedesfur einen Teil der Decke zustandig war. Die Deckewurde aus vorgefertigten Elementen mit Abmes-sungen 7,82 m q 3,61 m zusammengesetzt. DieElemente waren in der Richtung der kleinstenSpannweite gerippt und in beiden Richtungenmit Drahten vorgespannt. Um in Bezug auf diezu erwartende Belastung (Radlast eines Flug-zeugs) eine optimale Faserorientierung zu erhal-ten, wurde mit unterschiedlichen Betoniervorgan-gen experimentiert [170]. Die unterschiedlich be-tonierten Elemente wurden im Labor getestet,und das Element mit dem gunstigsten Verhaltenals Prototyp fur die Produktion verwendet. Die


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Bild 165. Startbahnerweiterung Haneda Airport; a) Entwurfszeichnung [179] Startbahn D,b) Bauzustand (Ductalr)

Fugen zwischen den Elementen wurden mit einemvor Ort hergestellten UHPC gefullt.

Die faserbewehrten UHPC-Rippenplatten sind mithochfesten Litzen vorgespannt und besitzen eine

statische Hohe von nur 135 mm. Sie wurden furRadlasten von maximal 320 kN bemessen. Getes-tete Prototypen der Platten erreichten eine Bruch-tragfahigkeit von 600 kN.

Durch die Anwendung von UHPC konnte das Ge-wicht der Decke, im Vergleich zu einer Losung austraditionellem Beton, um etwa 50% reduziert wer-den. Hierdurch war die UHPC-Losung auch auswirtschaftlicher Sicht die attraktivste.

7.3.2 Stadion Jean Bouin, Paris

Fur die Modernisierung des Rugby-Stadions JeanBouin in Paris wird eine konstruktiv gekrummteSchale erstellt, die aus uber 20.000 m2 UHPC-Fer-tigteilen zusammengesetzt wird [171]. Auf dieseWeise werden ein wasserdichtes Dach und eineFassade geschaffen. Die vorgefertigten dreiecki-gen Elemente haben eine Lange von 8,2 m undeine maximale Breite von 2,4 m. Ihre Dicke be-tragt 25 mm. An den Seiten, wo die Elemente zu-sammengebaut werden, befinden sich Rippen.Fur das Dach sind 1.900 Elemente erforderlich

230 UHPC

Bild 166. Stahlkonstruktion fur Mole mit Edelstahlummantelung [Nippon Steel Corp.]

Bild 167. Stahlstruktur und Auflager-Platten [175]

Bild 168. Konstruktionsdetails der UHPC-Platten [Taisai Corporation]

und fur die Fassade 1.600. Die Elemente werdendurch ein metallisches Skelett unterstutzt. In denUHPC-Elementen befinden sich Glassegmente.Das Zusammenwirken zwischen Glas und UHPCwurde fur unterschiedliche Belastungen, wie Tem-peraturschock und Ermudung, mit Finite-Ele-

mente-Berechnungen analysiert. Die Fugen zwi-schen den Elementen sind durch die Form der Rip-pen, die als ubergreifende Rinnen gestaltet sind,wasserdicht (Bild 169). Bild 170 zeigt die ge-plante Schale. In Bild 171 wird der Aufbau ausden dreieckigen UHPC-Elementen illustriert.

8 DanksagungDie Autoren bedanken sich bei der Deutschen For-schungsgemeinschaft fur die Unterstutzung desForschungsfelds „UHPC“ durch die Forderungdes Schwerpunktprogramms 1182 „NachhaltigesBauen mit ultra-hochfestem Beton“. Fur die Un-terstutzung zu den Kapiteln 5 und 7 sei FrauDipl.-Ing. Jenny Thiemicke herzlich gedankt,ebenso wie Frau Ute Muller und Herrn Dr.-Ing.Friedrich-Karl Roder fur die kritische Durchsichtdes Manuskripts.

231Danksagung

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Bild 169. Dreieckiges UHPC-Element fur die Um-hullung des Stadions Jean Bouin in Paris [171]

Bild 170. Umhullende Schale aus UHPC-Fertigteilen fur das Stadion Jean Bouin in Paris [171]

Bild 171. Finite-Elemente-Simulation der Umhullung des Stadions Jean Bouin in Paris [171]

9 Literatur

[1] Bache, H. H.: Densified cement/ultra fine parti-cle based materials. In: Second International Con-ference on Superplasticizers in Concrete, Ottawa,Canada, 10–12 June 1991.

[2] Resplendino, J.; Petitjean, J. et al.: Ultra HighPerformance Fibre-Reinforced Concrete. InterimRecommendations, AFGC-SETRA, Bagneux,France, Jan. 2002.

[3] Fehling, E.; Bunje, K.; Schmidt, M.; Schreiber,W.: The Gartnerplatzbrucke, Design of the firsthybrid UHPC-steel bridge across the River Fuldain Kassel, Germany. In: Proceedings of the SecondInternational Symposium on Ultra High Perfor-mance Concrete, Kassel, Germany, 5–7 March,2000, pp. 581–588.

[4] Naaman, A. E.: SIFCON: tailored properties forstructural performance in high performance fiberreinforced composites. In: Proceedings of the inter-national workshop held be RILEM, ACI andothers, Mainz, 23. Juni 1991.

[5] Kristulovic-Opara, N.; Dogan, E.; Uang, C. M.,Haghayeghi, A. R.: Flexural behaviour of compo-site R. C.-Slurry Infiltrated Mat Concrete (SIM-CON) members. ACI – Structural Journal 94(1997), Heft 5, S. 502–512.

[6] Aitcin, P. C.; Richard, P.: The pedestrian bike-way of Sherbrooke. In: Proceedings of the 4th in-ternational symposium on „Utilization of highstrength/high performance concrete“, Leipzig,2004.

[7] Tanaka, Y.; Maekawa, K.; Kameyama, Y. et al.:The innovation and application of UHPFRC Brid-ges in Japan. In: Designing and Building withUHPFRC. Toutlemonde and Resplendino, Wiley2010, Kap. 12.

[8] Fib Model Code for Concrete Structures 2010,Bulletins 65 und 66 fib, Lausanne, 2012.

[9] Schmidt, M.; Jerebic, D.: Basis for SustainableStructures – the Gaertnerplatz Bridge in Kassel.Second International Symposium on Ultra HighPerformance Concrete, Kassel, March 5–7, Band,S. 619–625.

[10] Fehling, E.; Schmidt, M.; Teichmann, T. et al.:Entwicklung, Dauerhaftigkeit und Berechnung ult-rahochfester Betone (UHPC). ForschungsberichtDFG FE 497/1-1, Schriftenreihe Baustoffe undMassivbau, Heft 1, kassel university press, 2005.

[11] Schmidt, M.; Jerebic, D.: Nachhaltigkeit vonBauwerken aus UHPC. In: BWI – BetonWerk In-ternational, (2010), Heft 3, S. 50–57.

[12] Sajna, A.; Denarie, E.; Bras, V.: Assessment ofa UHPFRC based bridge rehabilitation in Slovenia,two years after application. In: Ultra-High Perfor-mance Concrete and Nanotechnology in Construc-tion. Proc. of Hipermat 2012 – 3rd Int. Symp. onUHPC and Nanotechnology for High PerformanceConstruction Materials (Hrsg.: Schmidt, M.; Feh-ling, E.; Glotzbach, C. et al.), Schriftenreihe Bau-stoffe und Massivbau, Heft 19, S. 937–944, kasseluniversity press, Kassel, 2012.

[13] Schmidt, C.: Konstruktion und Wirtschaftlich-keit von Whitetopping aus Hochleistungsbeton furFahrbahnen. Dissertation, Schriftenreihe Baustoffe

und Massivbau, Heft 20, kassel university press,Kassel, 2012.

[14] Piotrowski, S.; Schmidt, M.: Life-Cycle CostAnalysis of a UHPC-Bridge on Example of twoBridge Refurbishment Designs. In: Ultra-HighPerformance Concrete and Nanotechnology inConstruction. Proc. of Hipermat 2012 – 3rd Int.Symp. on UHPC and Nanotechnology for HighPerformance Construction Materials (Hrsg.:Schmidt, M.; Fehling, E.; Glotzbach, C. et al.),Schriftenreihe Baustoffe und Massivbau, Heft 19,S. 957–964, kassel university press, Kassel, 2012.

[15] Buitelaar, P.: Heavy Reinforced Ultra HighPerformance Concrete. In: Ultra High PerformanceConcrete. Proc. of 1st Int. Symp. on Ultra HighPerformance Concrete (Hrsg.: Schmidt, M.; Feh-ling, E. Geisenhansluke, C.), Schriftenreihe Bau-stoffe und Massivbau, Heft 3, S. 25–35, kassel uni-versity press, Kassel, 2004.

[16] Scheffler, B.; Schmidt, M.: Application ofUltra-High Performance Concrete for Multifunc-tional Road Pavements. In: Proc. of Hipermat2012 – 3rd Int. Symp. on UHPC and Nanotechno-logy for High Performance Construction Materials(Hrsg.: Schmidt, M.; Fehling, E.; Glotzbach, C.),Schriftenreihe Baustoffe und Massivbau, Heft 19,S. 913–920, kassel university press, Kassel, 2012.

[17] Schmidt, M.; Braun, T.: Grouted Connectionswith HPC and UHPC for Offshore Wind PowerPlants – Material Properties and Quality Assu-rance. In: Proc. 3rd Int. Symp. UHPC and Nano-technology for Construction, 2012, Kassel: KasselUniversity Press.

[18] Forschungsprojekt: Kalt hartende Keramikdurch nanotechnologische Gefugeoptimierung.Gefordert durch das Bundeministerium fur Bil-dung und Forschung, BMBF-Projekt – FKZ:03X0067C, Laufzeit 2009–2012.

[19] Tanzer, R.; Stephan, D.; Schmidt, M.: Alkali-Activated Ground Granulated Blast Furnace SlagBinders for High Performance Concretes with Im-proved Acid Resistance. In: Proc. of Hipermat2012 – 3rd Int. Symp. on UHPC and Nanotechno-logy for High Performance Construction Materials(Hrsg.: Schmidt, M.; Fehling, E.; Glotzbach, C.),Schriftenreihe Baustoffe und Massivbau, Heft 19,S. 385–392, kassel university press, Kassel, 2012.

[20] Schmidt, M.; Fehling, E.; Bunje, K.; Teich-mann, T.: Bruckenfamilie aus ultrahochfestem Be-ton in Niestetal und Kassel, Beton- und Stahlbe-tonbau 101(2006), Heft 3, S. 198–204.

[21] Schwerpunktprogramm: Nachhaltiges Bauenmit Ultra-Hochfestem Beton (UHPC), SPP 1182.Gefordert durch die Deutsche Forschungsgemein-schaft (DFG); Laufzeit 2005–2012.

[22] Schmidt, M.; Bunje, K.; Dehn, F. et al.: Sach-standsbericht Ultrahochfester Beton, Schriften-reihe des Deutschen Ausschusses fur Stahlbeton(DAfStb), Heft 561, Beuth Verlag, 2008.

[23] Perry, V. H.; Seibert, P. J.: The use of UHPFRC(Ductalr) for bridges in North America – The tech-nology, applications and challenges facing com-mercialization. In: Ultra High Performance Conc-rete, Proc. of 2nd Int. Symp. on Ultra High Perfor-mance Concrete (Hrsg.: Fehling, E.; Schmidt, M.;Sturwald, S.), Schriftenreihe Baustoffe und Mas-

232 UHPC

sivbau, Heft 10, S. 815–822, kassel universitypress, Kassel, 2008.

[24] Schmidt, M. Geisenhansluke, C.: Optimierungder Zusammensetzung des Feinstkorns von Ultra-Hochleistungs- und von selbstverdichtendem Be-ton. In: Beton 55 (2005), Heft 5, S. 224–235.

[25] Schmidt, M.; Fehling, E.; Teichmann, T. et al.:Ultra-hochfester Beton: Perspektiven fur die Be-tonfertigteilindustrie. In: Beton S Fertigteiljahr-buch 2003 (Bauverlag, Gutersloh, 2003); S. 10–23.

[26] Teichmann, T.: Einfluss der Granulometrieund des Wassergehaltes auf die Festigkeit und Ge-fugedichtigkeit von Zementstein. Dissertation,Schriftenreihe Baustoffe und Massivbau, Heft 12,kassel university press, Kassel, 2009.

[27] Fennis-Huijben, S. A. A. M.: Design of Ecolo-gical Concrete by Particle Packing Optimization,Dissertation, TU Delft, the Netherlands, 2008.

[28] Puntke, W.: Wasseranspruch von feinen Korn-haufwerken. In: Beton 52 (2002), Heft 5, S. 242–248.

[29] Geisenhansluke, C.: Einfluss der Granulomet-rie von Feinstoffen auf die Rheologie von Feinst-offleimen. Dissertation, Schriftenreihe Baustoffeund Massivbau, Heft 13, kassel university press,Kassel, 2008.

[30] de Larrard, F.; Sedran, T.: Mixture-proportio-ning of high-performance concrete. Cement andConcrete Research 32 (2002), S. 1699–1704.

[31] Stovall, T.; de Larrad, F.: Linear Packing Den-sity Model of Grain Mixtures. Powder TechnologyVol. 48 (1986), S. 1–12.

[32] de Larrad, F.: Concrete mixture proportioning:a scientific approach. Modern Concrete Techno-logy Series Vol. 9, E&FN Spon, London, 1999.

[33] Geisenhansluke, C.: Herleitung eines dreidi-mensionalen Partikelverteilungsmodells zur Ent-wicklung verbesserter UHPC-Mischungen. Dip-lomarbeit, Universitat Kassel, 2002.

[34] Reschke, T.: Der Einfluss der Granulometrieder Feinstoffe auf die Gefugeentwicklung und dieFestigkeit von Beton. Schriftenreihe der Zementin-dustrie Vol. 62, Verein Deutscher Zementwerkee. V., Dusseldorf, 2001.

[35] Schwanda, F.: Das rechnerische Verfahren zurBestimmung des Hohlraumes und Zementleiman-spruches von Zuschlagen und seine Bedeutungfur den Spannbetonbau. Zement und Beton(1960); S. 8–17.

[36] Schießl, P.; Mazanec, O.; Lowke, D. et al.: Un-tersuchungen zur Verarbeitbarkeit und Gefugeent-wicklung von UHPC; Teil 1: Effekt von Hochleis-tungsverflussigern und Silikastaub auf das Mi-schen und die Verarbeitbarkeit von UHPC. CementInternational 8 (2010), Heft 4, S. 60–71.

[37] DINEN 13263-1:2009-07: Silikastaub fur Be-ton – Teil 1: Definitionen, Anforderungen undKonformitatskriterien; Deutsche Fassung EN13263-1:2005SA1:2009.

[38] Heinz, D.; Urbonas, L.; Gerlicher, T.: Effect ofHeat Treatment Method on the Properties ofUHPC. In: Proc. of Hipermat 2012 – 3rd Int.Symp. on UHPC and Nanotechnology for HighPerformance Construction Materials (Hrsg.:

Schmidt, M.; Fehling, E.; Glotzbach, C. et al.),Schriftenreihe Baustoffe und Massivbau, Heft 19,S. 283–290, kassel university press, Kassel, 2012.

[39] Glotzbach, C.; Stephan, D.; Amrhein, K. et al.:Charakterisierung der interpartikularen Wechsel-wirkungen von Feinstoffleimen. In: 17. Int. Baus-tofftagung (ibausil) – Tagungsbericht Band 1(Hrsg.: Stark, J.), S. 0319–0324, Weimar, 2009.

[40] Gerlicher, T.; Heinz, D.; Urbonas, L.: Effect ofFinely Ground Blast Furnace Slag on the Proper-ties of Fresh and Hardened UHPC. In: Ultra HighPerformance Concrete, Proc. of 2nd Int. Symp. onUltra High Performance Concrete (Hrsg.: Fehling,E.; Schmidt, M.; Sturwald, S.), Schriftenreihe Bau-stoffe und Massivbau, Heft 10, S. 367–374, kasseluniversity press, Kassel, 2008.

[41] Plank, J.; Schroefl, C.; Gruber, M. et al.: Effek-tiveness of Polycarboxylate Superplasticizers inUltra-High Strength Concrete: The Importance ofPCE Compatibility with Silica Fume. Journal ofAdvanced Concrete Technology Vol. 7, No. 1, 2-2008 pp. 5–12.

[42] DIN EN 14889-1:2006-11: Fasern fur Beton –Teil 1: Stahlfasern – Begriffe, Festlegungen undKonformitat; Deutsche Fassung EN 14889-1:2006.

[43] Bornemann, R.; Faber, S.: UHPC with steel-and non-corroding high-strength polymer fibresunder static and cyclic loading. In: Ultra High Per-formance Concrete. Proc. of 1st Int. Symp. onUltra High Performance Concrete (Hrsg.: Schmidt,M.; Fehling, E. Geisenhansluke, C.), Schriften-reihe Baustoffe und Massivbau, Heft 3, S. 673–682, kassel university press, Kassel, 2004.

[44] Scheydt, J.; Muller, H.: Microstructure of UltraHigh Performance Concrete (UHPC) and its Im-pact on Durability. In: Proc. of Hipermat 2012 –3rd Int. Symp. on UHPC and Nanotechnology forHigh Performance Construction Materials (Hrsg.:Schmidt, M.; Fehling, E.; Glotzbach, C. et al.),Schriftenreihe Baustoffe und Massivbau, Heft 19,S. 349–356, kassel university press, Kassel, 2012.

[45] Bornemann, R.; Schmidt, M.; Fehling, E.;Middendorf, B.: Ultra-Hochleistungsbeton UHPC– Herstellung, Eigenschaften und Anwendungs-moglichkeiten. In: Beton- und Stahlbetonbau 96(2001), Heft 7, S.458–467.

[46] Frohlich, S.; Schmidt, M.: Influences on Re-peatability and Reproducibility of TestingMethodsfor Fresh UHPC. In: Proc. of Hipermat 2012 – 3rdInt. Symp. on UHPC and Nanotechnology for HighPerformance Construction Materials (Hrsg.:Schmidt, M.; Fehling, E.; Glotzbach, C. et al.),Schriftenreihe Baustoffe und Massivbau, Heft 19,S. 225–232, kassel university press, Kassel, 2012.

[47] Schmidt, M.; Frohlich, S.: Testing of UHPC.In: Proc. of 3rd fib International Congress. Wa-shington, 2010.

[48] Mazanec, O.; Lowke, D.; Schießl, P.: Mixingof high performance concrete: effect of concretecomposition and mixing intensity on mixing time.In: Materials and Structures 43(2010), S. 357–365.

[49] Zentralprojekt: Prufung von UHPC. Gefordertdurch die Deutsche Forschungsgemeinschaft(DFG), Projekt des SPP 1182: Schm 1589/10,Laufzeit 2008–2012.

233Literatur

IX

[50] DIN EN 206-9:2010-09: Beton – Teil 9: Er-ganzende Regeln fur selbstverdichtenden Beton(SVB); Deutsche Fassung EN 206-9:2010.

[51] DAfStb-Richtlinie – Stahlfaserbeton – Ergan-zungen und �nderungen zu DIN 1045, Teile 1 bis3 und DIN EN 206-1, Ausg. 2010-03.

[52] DIN EN 14651:2007-12: Prufverfahren furBeton mit metallischen Fasern – Bestimmung derBiegezugfestigkeit (Proportionalitatsgrenze, resi-duelle Biegezugfestigkeit); Deutsche Fassung EN14651:2005SA1:2007.

[53] Rilem TC 162-TDF: Test and design methodsfor steel fibre reinforced concrete: Bending test –Final recommendation. In: Materials and Structu-res 35(2002), S. 579–582.

[54] Bunje, K.; Fehling E.: About the fatigue limit(mechanical durability) of Ultra High PerformanceConcrete; 4th International Ph. D. Symposium inCivil Engineering, Munich, September 2002.

[55] Ma, J.; Orgass, M.; Dehn, F. et al.: Compara-tive Investigations on Ultra-High PerformanceConcrete with and without Coarse Aggregates.pp. 205–212. In: Ultra High Performance Concrete(UHPC). Proceedings of the International Sympo-sium on Ultra-High Performance Concrete 2004.Kassel, 13.–15. Sept. 2004. Vol. 3 SchriftenreiheBaustoffe und Massivbau, Universitat Kassel.

[56] Tue, N.; Dehn, F. et al.: Das Verbundrohr alsInnovationsmotor fur hybrides Bauen. Schlussbe-richt an Bilfinger Berger AG (nicht veroffentlicht),Universitat Leipzig 2004.

[57] Reineck, K.-H.; Greiner, S.; Lichtenfels, A.:Wasserspeicher aus UHFB – Bemessung. In: Ultra-hochfester Beton, S. 257–268. Innovationen imBauwesen – Beitrage aus Praxis und Wissenschaft(Hrsg.: Konig, G.; Holschemacher, K.; Dehn, F. ).Bauwerk Verlag, Berlin 2003.

[58] Association Francaise de Genie Civil (AFGC):Documents scientifiques et techniques: Betons fib-res a ultra-hautes performances (Recommanda-tions provisoires), Janvier 2002.

[59] Richard, P.; Cheyrezy, M.: Composition ofReactive Powder Concretes. In: Cement and Con-crete Research 25 (1995), Nr. 7, S. 1501–1511.

[60] Ma, J.; Schneider, H.; Wu, Z.: Bruchmechani-sche Kenngroßen von UHFB. In: Innovationen imBauwesen: Ultrahochfester Beton, S. 121–130(Hrsg.: Konig, G.; Holschemacher, K. und Dehn,F. ). Bauwerk Verlag, Berlin 2003.

[61] Leutbecher, T.: Rissbildung und Zugtragver-halten von mit Stabstahl und Fasern bewehrtemUltrahochfesten Beton (UHPC). SchriftenreiheBaustoffe und Massivbau, Heft 9, Universitat Kas-sel 2008.

[62] Holmberg, A.: An Effect from Reinforcementin Concrete Cracks. Nordic Betong, Stockholm,1986.

[63] Holmberg, A.: Tensile Strength of Concrete asa Test Result. Bygningsstatiske Meddelelser, Da-nish Society for Structural Science and Enginee-ring, Vol. 60, (1989) No. 3–4, S. 121–134.

[64] Li, V. C.; Leung, Ch. K. Y.: Steady-State andMultiple Cracking of Short Random Fiber Compo-

sites. Journal of Engineering Mechanics, Vol. 188,No. 11, November 1992, S. 2246–2264.

[65] Behloul, M.: Analyse et modelisation du com-portement d’un materiau a matrice cimentaire fib-ree a ultra hautes performances. PhD thesis,E. N. S. Cachan, France, 1996.

[66] Jungwirth, J.: Zum Zugtragverhalten von zug-beanspruchten Bauteilen aus Ultra-Hochleistungs-Faserbeton. These No 3429, Faculte Environne-ment Naturel, Architectural et Construit, Ecole Po-lytechnique Federale de Lausanne, 2006.

[67] Markovic, I.: High-Performance Hybrid-FibreConcrete – Development and Utilisation. Diss.TU Delft, 16-1-2006. DPU Science, Delft Univer-sity Press, 2006.

[68] Sturwald, S.: Flexural Behaviour of UHPCwith Fibres and Rebars. fib Symposium in Prag,Tschechien, 2011.

[69] Bornemann, R.; Faber, S.; Schmidt, M.: UHPCmit Stahl- und hochfesten Kunststofffasern. Ver-suchsbericht FG Werkstoffe des Bauwesens, Uni-versitat Kassel 2004 (unveroffentlicht).

[70] Reineck, K.-H.; Greiner, S.: Tests on ultra-high performance fibre reinforced concrete for de-signing hot-water tanks and UHPFRC-shells, pp.361–374. In: Ultra High Performance Concrete(UHPC). Proceedings of the International Sympo-sium on Ultra-High Performance Concrete 2004.Kassel, 13.–15. Sept. 2004. Vol. 3 SchriftenreiheBaustoffe und Massivbau, Uni Kassel: (Hrsg.:Schmidt, M.; Fehling, E.; Geisenhansluke, C. ).

[71] Orgass, M.; Klug, Y. (2004): Fibre ReinforcedUltra-High Strength Concretes, pp. 637–647. In:Ultra High Performance Concrete (UHPC). Pro-ceedings of the International Symposium onUltra-High Performance Concrete 2004. Kassel,13.–15. Sept. 2004. Vol. 3 Schriftenreihe Baustoffeund Massivbau, Uni Kassel: (Hrsg.: Schmidt, M.;Fehling, E.; Geisenhansluke, C.), Vol. 3, S. 637–647

[72] Teutsch, M.; Grunert, J. P.: Biegebemessungvon Bauteilen aus ultrahochfestem Beton. Beton-und Stahlbetonbau 99 (2004), Heft 8, S. 1–5.

[73] Speck, K.: Beton unter mehraxialer Beanspru-chung – Ein Materialgesetz fur Hochleistungsbe-tone unter Kurzzeitbelastung. Dissertation an derTU Dresden, 2008.

[74] Millon, O.; Noldgen, M.; Thoma, K. et al.: Fi-ber-reinforced ultra-high performance concrete un-der tensile loads. 9th International conference onthe mechanical and physical behavior of materialsunder dynamic loading – DYMAT 2009, EDP Sci-ences 671–677.

[75] Noldgen, M.: Modellierung von ultrahochfes-tem Beton (UHPC) unter Impaktbelastung – Aus-legung eines Hochhauskerns gegen Flugzeugan-prall. Schriftenreihe Baustoffe und Massivbau,Heft 14, Universitat Kassel 2010.

[76] Bernier, G.; Behloul, M.: Effet de l’orientationdes fibres sur le comportement mecanique desBPR. In: 2e colloque international francophonesur les betons renforces de fibres metalliques, Tou-louse 4 et 5 juillet 1996, 233–240.

[77] Leutbecher, T.; Fehling, E.: Rissbildung undZugtragverhalten von mit Fasern verstarktem

234 UHPC

Stahlbeton am Beispiel ultrahochfesten Betons –Teil 1: Rissmechanische Zusammenhange. Beton-und Stahlbetonbau 104 (2009), Heft 6, S. 357–367.

[78] Leutbecher, T.; Fehling, E.: Rissbildung undZugtragverhalten von mit Fasern verstarktemStahlbeton am Beispiel ultrahochfesten Betons –Teil 2: Experimentelle Untersuchungen und An-wendungsbeispiele. Beton- und Stahlbetonbau104 (2009) Heft 7, S. 406–415.

[79] Klausen, D.: Weigler, H.: Betonfestigkeit beikonstanter und veranderlicher Dauerschwellbean-spruchung; Betonwerk S Fertigteiltechnik 45(1979), Heft 3, S. 158–163.

[80] Wefer, M.: Materialverhalten und Bemes-sungswerte von ultrahochfestem Beton unter ein-axialer Ermudungsbeanspruchung. Berichte ausdem Institut fur Baustoffe, Leibniz-UniversitatHannover, Heft 7, 2010.

[81] Grunberg, J.; Lohaus, L.; Ertel, C.; Wefer, M.:Mehraxiales mechanisches Ermudungsverhaltenvon Ultra-hochfestem Beton – Experimentelleund analytische Untersuchungen. Beton- undStahlbetonbau, Heft 6, 2007.

[82] Grunberg, J.; Ertel, C.: ATriaxial Fatigue Fai-lure Model for Ultra High Performance Concrete(UHPC), Proceedings of Hipermat 2012, 3rd fibInternational Symposium on UHPC and Nanotech-nology for High Performance Construction Mate-rials, Kassel, March 7–9, 2012. SchriftenreiheBaustoffe und Massivbau, Heft 19, 2012, Kasseluniversity press.

[83] Tue, N. V.; Ma, J.; Orgass, M.: Kriechen vonultrahochfestem Beton (UHFB). Bautechnik 83(2006), Heft 2, S. 119–124.

[84] Burkart, I.; Muller, H. S.: Creep and shrinkagecharacteristics of ultra high strength concrete(UHPC), Concreep 8.

[85] Grunberg, J.; Ertel, C.; Lohaus, L. et al.: Fai-lure Models for Ultra High Performance Concrete(UHPC), Proceedings, 3rd fib International Conc-gress, 2010, Washington D. C.

[86] Fitik, B., Niedermeier, R., Zilch, K.: FatigueBehaviour of Ultra-High Performance Concreteunder cyclic stress Reversals, Proceedings, 3rd fibInternational Concgress, 2010, Washington D. C.

[87] Bornemann, R.; Schmidt, M.; Vellmer, C.:Brandverhalten ultrahochfester Betone. BetonHeft 9/2002, S. 418–422.

[88] Hosser, D.; Kampmeier, B.; Hollmann, D.: Be-havior of Ultra High Performance Concrete(UHPC) in Case of Fire. Proceedings of Hipermat2012, 3rd fib International Symposium on UHPCand Nanotechnology for High Performance Con-struction Materials, Kassel, March 7–9, 2012.Schriftenreihe Baustoffe und Massivbau, Heft 19,2012, Kassel university press.

[89] Lappa, E. S.: High Strength Fibre ReinforcedConcrete. Static and Fatigue Behaviour in Bend-ing. Dissertation TU Delft, 2007.

[90] Grunewald, S.: Performance based design ofself-compacting fiber reinforced concrete, Disser-tation, TU Delft, 2004.

[91] Burkart, I.; Muller, H. S.: Creep and shrinkagecharacteristics of ultra high strength concrete

(UHPC). In: Proc. of 8th International Conferenceon Creep, Shrinkage and Durability of Concreteand Concrete Structures (CONCREEP 8), Ise-Shima, Japan, 2008.

[92] Sturwald, S.: Versuche zum Biegetragverhal-ten von UHPC mit kombinierter Bewehrung, For-schungsbericht Fachgebiet Massivbau, Fachbe-reich Bauingenieurwesen, Universitat Kassel,2011.

[93] Muller, H. S.; Burkart, I.; Budelmann, H. et al.:Time-dependent Behaviour of Ultra High Perfor-mance Concrete (UHPC). In: Proc. of 3rd fib Inter-national Congress, Washington 2010.

[94] Luping, T.; Nilsson, L.-O.: Rapid Determina-tion of the Chloride Diffusivity in Concrete by Ap-plying an Electrical Field. In: ACI materials Jour-nal 89 (1992), S. 49–53.

[95] Rafiee, A.; Schmidt, M.: Impact of Cracks onthe Durability and on the Service-Life of FibreReinforced Ultra-High Performance Concrete –Evaluation, Modelling and Structural Measures.Proc. IALCCE Wien 2012.

[96] Rafiee, A.: Computer Modeling and Investiga-tion on the steel corrosion in Cracket Ultra HighPerformance Concrete. Dissertation. Schriften-reihe Baustoffe und Massivbau, Heft 21, kasseluniversity press.

[97] Franke, L.; Deckelmann, G.; Schmidt, H.: Be-haviour of ultra high performance concrete withrespect to chemical attack. In: 17. Int. Baustoffta-gung (ibausil) – Tagungsbericht Band 1 (Hrsg.:Stark, J.), S. 1099–1104, Weimar, 2009.

[98] Setzer, M. J., Palecki, S.: Untersuchungen zumFrost/Frost-Taumittelwiderstand, dem autogenenSchwinden und der Gefugestruktur von UHPC.DFG Forschungsvorhaben Se 336/61-1 (SPP1182). Bericht 20.4.2007, Universitat Essen.

[99] Behloul, M.: Les micro-betons renforces defibres. In: De l’eprouvette aux structures, XIVemesJournees de l’AUGC, Clermont-Ferrand, Prix Jeu-nes Chercheurs „Rene Houpert“, 1996.

[100] Bertram, G.; Hegger, J.: Shear Behavior ofPretensioned UHPC Beams – Tests and Design.Hipermat, International Symposium on UltraHigh Performance, Kassel 07–09 Marz, 2012, S.493 ff.

[101] Bertram, G.; Hegger, J.: Bond Behavior ofStrands in UHPC – Tests and Design. Hipermat, In-ternational Symposium on Ultra High Perfor-mance, Kassel 07–09 Marz, 2012, S. 525 ff.

[102] Bertram, G.; Hegger, J.: Vorgespannter Ultra-hochfester Beton (Querkraft- und Verankerungs-verhalten). 49. Forschungskolloquium desDAfStb, 2009.

[103] Bornemann, R.; Faber, S.: UHPC with steel-and non-corroding high-strength polymer fibresunder static and cyclic loading. In: Ultra High Per-formance Concrete (UHPC), Proceedings of the In-ternational Symposium on Ultra-High Perfor-mance Concrete (Hrsg.: Schmidt, M.; Fehling, E.;Geisenhansluke, C.), Schriftenreihe Baustoffe undMassivbau, Heft 3, Universitat Kassel, 2004, S.673–681.

[104] Bunje, K.; Fehling, E.: About shear force andpunching shear resistance of structural elements of

235Literatur

IX

Ultra High Performance Concrete. InternationalSymposium on Ultra High Performance Concrete,Kassel 13–15 September, 2004, S. 401 ff.

[105] Curbach, M.; Speck, K.: Zweiaxiale Druck-festigkeit von ultrahochfestem Beton. Beton- undStahlbetonbau 102 (2007), Heft 10, S. 664–673.

[106] DIN EN 1992-1-1:2011-01: Eurocode 2: Be-messung und Konstruktion von Stahlbeton- undSpannbetontragwerken – Teil 1-1: Allgemeine Be-messungsregeln und Regeln fur den Hochbau,Deutsche Fassung EN 1992-1-1:2004 SAC:2010, Normenausschuss Bauwesen (NABau)im DIN, Beuth Verlag GmbH, Berlin.

[107] DIN EN 1992-1-1/NA:2011-01: NationalerAnhang – National festgelegte Parameter – Euro-code 2: Bemessung und Konstruktion von Stahlbe-ton- und Spannbetontragwerken – Teil 1-1: Allge-meine Bemessungsregeln und Regeln fur denHochbau, Normenausschuss Bauwesen (NABau)im DIN, Beuth Verlag GmbH, Berlin.

[108] Fehling, E.; Bunje, K.; Leutbecher, T.: Be-messung fur Biegung und Querkraft bei Bauteilenaus UHFB. In: Ultrahochfester Beton, Schriften-reihe Innovationen im Bauwesen (Hrsg.: Konig,G.; Holschemacher, K.; Dehn, F.), S. 183–198,Bauwerk Verlag GmbH, Berlin 2003.

[109] Fehling, E.; Leutbecher, T.; Roder, F.-K.;Sturwald, S.: Structural behavior of UHPC underbiaxial loading. In: Ultra High Performance Con-crete (UHPC), Second International Symposiumon Ultra High Performance Concrete (Hrsg.: Feh-ling, E.; Schmidt, M.; Sturwald, S.), SchriftenreiheBaustoffe und Massivbau, Heft 10, S. 569–576,kassel university press GmbH, Kassel, 2008.

[110] Fehling, E.; Leutbecher, T.: Bemessung vonBauteilen aus UHPC. In: 9. Munchener Baustoff-seminar „Ultra-Hochfester Beton (UHPC), Stoffli-che Grundlagen, Bemessung und Praxiseinsatz“,S. 24–25, Forderverein Baustoff – Forschunge. V., Munchen, 2011.

[111] Fehling, E.; Thiemicke, J.: Experimental In-vestigations on I-Shaped UHPC-Beams with Com-bined Reinforcement under Shear Load. In: UltraHigh Performance Concrete and Nanotechnologyin Construction, 3rd International Symposium onUltra High Performance Concrete and Nanotech-nology for High Performance Construction Mate-rials (Hrsg.: Schmidt, M.; Fehling, E.; Glotzbach,C. et al.), Schriftenreihe Baustoffe und Massivbau,Heft 19, S. 477–484, kassel university pressGmbH, Kassel, 2012.

[112] federation internationale du beton (fib), TaskGroup 8.6: Draft of Bulletin on Ultra High Perfor-mance Fiber Reinforced Concrete, November2011 (unveroffentlicht).

[113] Grimm, R.: Einfluss bruchmechanischerKenngroßen auf das Biege- und Schubtragverhal-ten hochfester Betone. Dissertation, DeutscherAusschuss fur Stahlbeton (DAfStb), Heft 477.Beuth Verlag GmbH, Berlin, 1997.

[114] Hillerborg, A.; Modeer, M.; Petersson, P.-E.:Analysis of crack formation and crack growth inconcrete by means of fracture mechanics and finiteelements, Cement and Concrete Research, Vol. 6,No. 6, 1976, 773–782.

[115] Klotz, S.; Holschemacher, K.: Teilflachen-pressung bei UHFB. In: Ultrahochfester Beton,Schriftenreihe Innovationen im Bauwesen (Hrsg.:Konig, G.; Holschemacher, K.; Dehn, F.), S. 215–226. Bauwerk Verlag GmbH, Berlin 2003.

[116] Leutbecher, T.: Rissbildung und Zugtragver-halten von mit Stabstahl und Fasern bewehrtemUltrahochfesten Beton (UHPC). Dissertation,Schriftenreihe Baustoffe und Massivbau, Heft 9,kassel university press GmbH, Kassel, 2008.

[117] Leutbecher, T.; Fehling, E.: Design for ser-viceability of ultra high performance concretestructures. In: High Performance Fiber ReinforcedCement Composites 6 (Hrsg.: Parra-Montesinos,G. J.; Reinhardt, H. W.; Naaman; A. E.), Procee-dings of the Sixth International Workshop onHigh Performance Fiber Reinforced Cement Com-posites (HPFRCC6), S. 445–452, Ann Arbor, MI,USA, Springer, Dordrecht, 2011.

[118] Leutbecher, T.; Fehling, E.: CompressiveStrength of UHPC in Bottle-Shaped CompressionFields. In: Ultra High Performance Concrete andNanotechnology in Construction, 3rd InternationalSymposium on Ultra High Performance Concreteand Nanotechnology for High Performance Con-struction Materials (Hrsg.: Schmidt, M.; Fehling,E.; Glotzbach, C; Frohlich, S.; Piotrowski, S.),Schriftenreihe Baustoffe und Massivbau, Heft 19,S. 1027–1034, kassel university press GmbH, Kas-sel, 2012.

[119] Lohaus, L.; Oneschkow, N.: New fatigue de-sign model for all concrete strengths. In: UltraHigh Performance Concrete and Nanotechnologyin Construction, 3rd International Symposium onUltra High Performance Concrete and Nanotech-nology for High Performance Construction Mate-rials (Hrsg.: Schmidt, M.; Fehling, E.; Glotzbach,C; Frohlich, S.; Piotrowski, S.), SchriftenreiheBaustoffe und Massivbau, Heft 19, S. 611–618,kassel university press GmbH, Kassel, 2012.

[120] CEB-FIP Model Code 1990: Design Code,Comite Euro-International du Beton. Thomas Tel-ford Services Ltd, London, 1993.

[121] Moreillon, L.; Nseir, J.; Suter, R.: Shear andflexural strength of thin UHPC slaps. In: UltraHigh Performance Concrete and Nanotechnologyin Construction, 3rd International Symposium onUltra High Performance Concrete and Nanotech-nology for High Performance Construction Mate-rials (Hrsg.: Schmidt, M.; Fehling, E.; Glotzbach,C; Frohlich, S.; Piotrowski, S.), SchriftenreiheBaustoffe und Massivbau, Heft 19, S. 749–756,kassel university press GmbH, Kassel, 2012.

[122] Muttoni, A.: Punching Shear Strength ofreinforced Concrete Slaps without TransverseReinforcement. ACI Structural Journal, Vol. 105,No. 4, July–August 2008 S. 440–450, FarmingtonHills, MI, 2008.

[123] Pfyl, Th.: Tragverhalten von Stahlfaserbeton.Dissertation ETH Nr. 15005, ETH Zurich, 2003.

[124] Remmel, G.: Zum Zug- und Schubtragver-halten von Bauteilen aus hochfestem Beton. Dis-sertation, Deutscher Ausschuss fur Stahlbeton(DAfStb), Heft 444, Beuth Verlag GmbH, Berlin,1994.

236 UHPC

[125] Sato, Y.; Pansuk, W.; den Uijl; J. Walraven,J.: Shear capacity of high performance fiber rein-forced concrete I-beams, 8th International Sympo-sium on Utilization of High-Strength and High-Performance Concrete, Beitrag @1-2-1, Tokyo,Oktober 2008.

[126] Schlaich, J.; Schafer, K.: Konstruieren imStahlbetonbau. Beton-Kalender 1998, Teil II, S.721–895. Ernst & Sohn, Berlin, 1998.

[127] Sturwald, S.; Fehling, E.: Design of Reinfor-ced UHPFRC in Flexure. In: Ultra High Perfor-mance Concrete and Nanotechnology in Construc-tion, 3rd International Symposium on Ultra HighPerformance Concrete and Nanotechnology forHigh Performance Construction Materials (Hrsg.:Schmidt, M.; Fehling, E.; Glotzbach, C; Frohlich,S.; Piotrowski, S.), Schriftenreihe Baustoffe undMassivbau, Heft 19, S. 443–450, kassel universitypress GmbH, Kassel, 2012.

[128] Wefer, M.: Materialverhalten und Bemes-sungswerte von ultrahochfestem Beton unter ein-axialer Ermudungsbeanspruchung. Dissertation,Leibniz Universitat Hannover, Institut fur Bau-stoffe, 2010.

[129] Zink, M.: Zum Biegeschubversagen schlan-ker Bauteile aus Hochleistungsbeton mit undohne Vorspannung. Dissertation, Universitat Leip-zig, 1999.

[130] Tue, N. V.; Hegger, J.; Winkler, M.; Schoe-ning, J.: Connections of precast ultra-high perfor-mance concrete elements. 9th International Sym-posium on High Performance Concrete: Design,Verification & Utilization, Rotorua, Neuseeland,9–11 August 2011, Beitrag B6-3.

[131] Schmidt, M.; Teichmann, T.: New Develop-ments in Ultra High Performance Concrete – noncorrosive PVA-fibres and gluing of structural ele-ments. 2nd fib Congress, Juni 2006, Neapel, Ita-lien, Proceedings.

[132] Muhlbauer, C.; Zilch, K.: Glued joints ofultra high performance concrete structures. 3rd In-ternational fib Congress, Washington, 2010, Pro-ceedings.

[133] Muhlbauer, C.: Fugen von Bauteilen aus ult-rahochfestem Beton (UHPC) durch Verkleben.Doktorarbeit in Vorbereitung, Technische Univer-sitat Munchen, 2012.

[134] Tanaka, Y.; Ishido, M.; Kobayashi, T. et al.:Development and structural performance of a40 m long monorail girder applying ultra highstrength fiber reinforced concrete. 8th Symposiumon Utilization of High-Strength and High-Perfor-mance Concrete, Marseille, Nov. 2009, BeitragS3-7-1.

[135] Watanabe, N.; Matsukawa, F.; Takeda, Y.;Fuuhara, T.: Design of GSE Bridge using ultrahigh strength fiber reinforced concrete. 8th Inter-national Symposium on Utilization of High-Strength and High-Performance Concrete, Mar-seille, Nov. 2009, Proceedings, Beitrag S3-6-5.

[136] Hegger, J.; Rauscher, S.; Gallwoszus, J.: Mo-dern hybrid structures made of UHPC and highstrength steel. 3rd fib International Congress2010, Washington, Proceedings.

[137] Hegger, J.; Gallwoszus, J.; Rauscher, S.:Shear connectors in UHPC under cyclic loading.9th International Symposium on High Perfor-mance Concrete: Design, Verification & Utiliza-tion, Rotorua, Neuseeland, August 2011, Procee-dings, Beitrag B6-4.

[138] Wiese, S.; Kurz, W.; Schnell, J.: Research oninnovative shear connectors for lightweight com-posite structures. 9th International Symposium onHigh Performance Concrete: Design, Verification& Utilization, Rotorua, Neuseeland, August 2011,Proceedings, Beitrag A8-3.

[139] Wiese, S.; Schnell, J.; Kurz, W.: InnovativeVerbundmittel in Ultrahochleistungsbeton. Beton-und Stahlbetonbau 106, (2011), Heft 10, S. 694–699.

[140] Anders, S.: Betontechnologische Einflusseauf das Tragverhalten von Grouted Joints. Disser-tation, Universitat Hannover, 2007.

[141] Anders, S.; Lohaus, L.: Optimized High-Per-formance Concrete in Grouted Connections, fibCongress, Amsterdam, Mai 2008.

[142] Bruhwiler, E.: Entwurf, Bemessung und Aus-fuhrung von Stahl-UHFB-Stahlbeton, FachtagungUltra-Hochleistungs-Faserbeton, 27, Oktober2011, Freiburg, Schweiz, Band. S. 121–136.

[143] Aitcin, P.; Richard, P.: The pedestrian/bike-way bridge of Sherbrooke/La passerelle cyclope-destre de Sherbrooke. 4th International Sympo-sium on Utilization of High Strength – High Per-formance Concrete, Paris 1999, Band 3, S. 1399–1406.

[144] Blais, P. Y. Couture, M.: Precast, PrestressedPedestrian Bridge – World’s First Reactive PowderConcrete Structure, PCI-Journal, Vol. 44, S. 60–71, Sept/Oct. 1999.

[145] Parsekian, G. A.; Shrive, N. G.; Brown, T. G.et al.: Innovative ultra-high performance concretestructures. fib Conference „Tailor Made ConcreteStructures“, Amsterdam 2008, S. 325–330.

[146] Thibaux, T.; Tanner, J. A.: Construction ofthe first French road bridges in ultra high perfor-mance concrete. Proceedings of the first fib Con-gress, Osaka „Concrete Structures in the 21st Cen-tury, Osaka (CD-Rom).

[147] Behloul, M.; Ricciotti, R.; Ricciotti, R. F. etal.: Ductal Pont du Diable footbridge, France. fibConference „Tailor Made Concrete Structures“,Amsterdam 2008, S. 335–340

[148] Maccazane, P.; Ricciotti, R.; Teply, F.: Lapasserelle des Anges. International Symposiumon ultra high performance concrete. Marseille 17–18 Nov. 2009, Band, S. 10.

[149] Delauzun, O.; Rogat, D.; Boutillon, L. et al.:Construction du pont de la Chabotte en BFUP surl’autoroute A51. International Symposium on ultrahigh performance concrete, Marseille 17–18 Nov.2009.

[150] Thibault, T.: Prestressed beams as an alterna-tive to conmposite steel-concrete decks: The exam-ple of the Pont Pinel (France). fib Conference „Tai-lor made Concrete Structures“, Amsterdam 2008,S. 1077–1083.

237Literatur

IX

[151] Thibaux, T.: Strengthening of Huisne bridgeusing Ultra-High-Performance-Fibre-ReinforcedConcrete. fib Conference „Tailor made ConcreteStructures“, Amsterdam 2008, Band S. 331–334.

[152] Frohlich, S.; Link, M.; Fehling, E. et al.:Identifikation von Steifigkeitsveranderungen imZuge der Daueruberwachung der Gartnerplatzbru-cke in Kassel unter Verwendung gemessener Ein-flusslinien. Tagung Baudynamik 2009, VDI-Be-richte 2063, VDI-Verlag, Dusseldorf, 2009.

[153] Bruhwiler, E.; Fehling, E.; Bunje, K.; PelkeE.: Design of an innovative composite bridge com-bining reinforced concrete with Ultra-High Perfor-mance Fibre Reinforced Concrete. Improving In-frastructure Worldwide, IABSE Symposium Wei-mar 2007, IABSE Report 93, 2007, S. 80–81.

[154] Freytag , B.; Heinzle, G.; Reichel, M.; Sparo-witz, L.: Wild-Bridge Scientific Preparation forSmooth Realisation, HiPerMat, Proceedings of Hi-permat 2012, 3rd International Symposium onUHPC and Nanotechnology for High PerformanceConstruction Materials, Kassel, March 7–9, 2012,S. 881–888, Kassel university press.

[155] Hecht, M.: Practical use of fibre-reinforcedUHPC in construction – production of precast ele-ments for Wild-Brucke in Volkermarkt, HiPerMat,Proceedings of Hipermat 2012, 3rd InternationalSymposium on UHPC and Nanotechnology forHigh Performance Construction Materials, Kassel,March 7–9, 2012, S. 881–888, Kassel universitypress.

[156] Sparowitz, L.; Freytag, B.; Reichel, M.:UHPFRC Bridges built in Austria, Twin Internatio-nal Conferences, 5th I. C. on New Dimensions inBridges, Flyovers, Overpasses & Elevated Structu-res, & 13th I. C. on Inspection, Appraisal, Repairs& Maintenance of Structures, 28–29 July, 2012,Wuyishan, China.

[157] Bruhwiler, E.; Denarie; E. Putallaz, J. C.: In-standsetzung einer Betonbrucke mit Ultrahochleis-tungsfahigem Fasereinkornbeton (UHLFB). Be-ton- und Stahlbetonbau, 100 (2005), Heft 8, S.822–827.

[158] Denarie, E.: Recommendations for the use ofUHLFB in composite structural members, Deliver-able D14, Europena Research Project ARCHES-Assessment and Rehabilitation of Central Euro-pean Highway Structures, November 2009.

[159] Kaptijn, N.; Blom, J.: A new bridge deck forthe Kaag Bridges. International Symposium onUltra High Performance Concrete. Kassel, Septem-ber 2004, S. 49–57.

[160] Kojima, M.; Mitsui, K.; Wachi, M.; Sato, T.:Application of 150 MPa advanced performancecomposites to high-rise R/C building. 8th Interna-tional Symposium on Utilization of High-Strengthand High-Performance Concrete, Band S. 1199–1206.

[161] Park, C.; Kim, D.; Lee, J. et al.: Developmentof 200 MPa Ultra High Strength Concrete and TestApplication for Super High Rise Building. 8th In-ternational Symposium on Utilization of High-Strength and High-Performance Concrete, BandS. 1276–1281.

[162] Ricciotti, R.; Portelatine, J.; Nicolas, F.: Mu-see des Civilisations de lEurope et de la Mediterra-nee (MuCEM): Conception de la Structure utilisantlargement les BFUP, International Symposium onultra high performance concrete, Marseille 17–18Nov. 2009.

[163] Jacques, L.; Fournier, Y.; Jousseling, J. Y.;Batoz, J. F.: Les brise-soleil en BFUP: une solutionelegante pour regular les apports thermiques dansles batiments“, International Symposium on ultrahigh performance concrete, Marseille 17–18 Nov.2009.

[164] Aarup, B.: CRC – Precast Applications ofFibre Reinforced Ultra High Performance Con-crete. International Symposium on ultra high per-formance concrete, Marseille 17–18 Nov. 2009.

[165] Van Nalta, R.; Baek Hansen, T.: Ultra thin Hi-Con Balconies – First Application in Holland. Pro-ceedings of Hipermat 2012, 3rd International Sym-posium on UHPC and Nanotechnology for HighPerformance Construction Materials. Kassel, Ger-many, March 7–9, 2012, S. 1005–1010.

[166] Vicenzino, E.; Culham, G.; Perry, V. H. et al.:First use of UHPFRC in Thin Precast ConcreteRoof Shell for Canadian LRT Station. PCI Journal,Set–Oct. 2005, S. 50–67.

[167] Van Herwijnen, F.; Fielt, R. W. S.: Folly Zon-nestraal in Beton mit sehr hoher Festigkeit. Cement2005, Nr. 3, S. 39–43 (in Niederlandisch).

[168] Thibaux, T.: UHPFRC Development: TheExpereince of BSI Applications. In: Designingand Building with UHPFRC: State of the Art andDevelopment, Wiley, 2011, S. 63–76.

[169] Ricciotti, R.; Ricciotti, R.; Behloul, M.: VillaNavarra. www.lafarge.fr.

[170] Kono, T.; Ichinomiya, T.; Ohno, T. et al.: In-fluence of placing methods on structural perfor-mance of slab with ultra high strength fiber reinfor-ced concrete – Tokyo International Airport RunwayD. 8th International Symposium on Utilization ofHigh Strength and High-Performance Concrete. To-kyo, Oct. 2008, Japan, Beitrag S3-3-4.

[171] Ricciotti, R.; Lamoureux, G.; Ricciotti, R.:The Jean Bouin Stadium. International Sympo-sium on ultra high performance concrete. Marseille17–18 Nov. 2009.

[172] Kim, B.-S.; Kim, S.; Kim, Q.-J. et al.: R & DActivities and Application of Ultra High Perfor-mance Concrete to Cable Stayed Bridges: 3rd In-ternational Symposium on UHPC and Nanotech-nology for High Performance Construction Mate-rials, Proceedings of HiPerMat 2012, pp 865–872, Kassel, March 7–9, 2012.

[173] Park, S. Y.; Cho, K.; Cho, J. R. et al. Structu-ral Performance of Prestressed UHPC RibbedDeck for Cable-Stayed Bridge. 3rd InternationalSymposium on UHPC and Nanotechnology forHigh Performance Construction Materials, Procee-dings of HiPerMat 2012, pp 873–880, Kassel,March 7–9, 2012.

[174] Tanaka, Y; Musya, H.; Ootake, A. et al.: De-sign and Construction of Skata-Mirai FootbridgeUsing Reactive Powder Concrete, Proceedings ofthe 1st fib Congress, Osaka, Japan, October 2002.

238 UHPC

[175] Rebentrost, M.; Wight, G.: Experience andApplications of Ultra-high Performance Concretein Asia. Second international symposium on UltraHigh Performance Concrete, March 05–07, 2008,Kassel, S. 19–30.

[176] Watanabe, N.; Musha, H.; Yoshinaga, K.: De-sign and Performance Tests for Bridge using UltraHigh Strength Fiber Reinforced concrete. 23th Ja-pan Bridge Engineering workshop, November2007.

[177] Tanaka, Y.; Ishido, M.; Kobayashi, T.; Oh-kawa, M: Technical development of a long spanmonorail girder applying ultra high strength fiberreinforced concrete. Second international sympo-sium on Ultra High Performance Concrete, March05–07, 2008, Kassel, S. 803–810.

[178] Behloul, M.; Lee, K. C.: Ductalr Seonyufootbridge. Structural concrete 2003, Nr. 4 fib.

[179] Walraven, J.: Finalizing of the fib-ModelCode 2010. Keynote Topic Lecture, fib Sympo-sium Prague, 8–10 June 2011, Proceedings pp71–86.

[180] Schmidt, M.; Krelaus, R.; Teichmann, T.;Leutbecher, T.; Fehling, E.: Fugen von Bauteilenaus UHPC durch Kleben – Voruntersuchungenund Anwendung bei der Gartnerplatzbrucke inKassel. Beton- und Stahlbetonbau 102, Heft 10,Verlag Ernst & Sohn, Berlin, 2007.

[181] Krelaus, R.; Freisinger, S.; Schmidt, M.: Ad-hesive Bonding of UHPC Structural Members atthe Gaertnerplatz bridge in Kassel. In: Ultra HighPerformance Concrete (UHPC), Second Interna-tional Symposium on Ultra High PerformanceConcrete (Hrsg.: Fehling, E.; Schmidt, M.; Stur-wald, S.), Schriftenreihe Baustoffe undMassivbau,Heft 10, S. 597–604, kassel university pressGmbH, Kassel, 2008.

[182] Lange, J.; Rauscher, S.; Benning, W.; Hegger,J.: Ellipsen- und Kreisdetektion zur Bestimmungder Orientierung von Stahl- und Glasfasern in Be-ton. In: tm – Technischen Messen 75 (10), S.529–536, 2008.

[183] Tue, N. V.; Henze, S.; Kuchler, M.; Schenck,G.; Wille, K.: Ein optoanalytisches Verfahren zurBestimmung der Faserverteilung und -orientierungin stahlfaserverstarktem UHFB. In: Beton- undStahlbetonbau 102, Heft 10, S. 674–680, VerlagErnst & Sohn, Berlin, 2007.

[184] Schnell, J.; Schladitz, K.; Schuler, F.: Rich-tungsanalyse von Fasern in Betonen auf Basis derComputer-Tomographie. In: Beton- und Stahlbe-tonbau 105, Heft 2, S. 72–77, Verlag Ernst &Sohn, Berlin, 2010.

[185] Tue, N. V.; Schenck, G.; Schwarz, J.: Absi-cherung der statistisch erhobenen Festbetonkenn-werte fur die neue Normengeneration. Forschungs-bericht, Institut fur Massivbau und Baustofftech-nologie, Universitat Leipzig, Januar 2005.

239Literatur

IX