Forschung und Entwicklung

Recherche et développement

Research and development

12

IntroductionDans le cadre d’un important pro-gramme de recherche sur les bé -tons fibrés à hautes perfor-mances, l’Ecole d’ingénieurs etd’architectes de Fribourg a procé-dé à des études théoriques etexpérimentales sur des poutresprécontraintes avec des ouvertu-res circulaires (Fig. 1). Ces poutresà ouvertures circulaires, nomméeségalement poutres ajourées, sontde plus en plus demandées par lesexigences de la pratique afin depermettre le passage de condui-tes techniques.Pour la construction en acier, despoutres ajourées sont réaliséesavec succès depuis des décennies.Pour la construction en béton, lesouvertures nécessitent des dispo-sitions d’armatures de cisaillementet de traction oblique compliquéeset difficiles à mettre en place (Fig.2). Il parait donc intéressant deremplacer cette armature de ci -saillement, partiellement ou tota-lement, par l’ajout de fibres mé -talliques. Dans certains cas, il seramême opportun de réaliser des

poutres en béton fibré ultra-per-formant.Pour analyser ce problème, deuxétudes expérimentales ont étéeffectuées. La première étude PUcomprenait cinq poutres en bétonfibré ultra-performant (BFUP) etla deuxième étude PH sept pou-tres en béton fibré à hautes per-formances (BFHP). L’objectif deces deux études était d’analyser lecomportement de poutres ajou-rées dans les états limites de ser-vice (ELS) et ultime (ELU).

Etude expérimentale PUDescription des essaisLes cinq poutres de la premièreétude expérimentale PU ont étéréalisés dans les usines de préfa-brication MFP SA à Cheyres dansun coffrage métallique qui avaitété conçu pour la fabrication despoutres de toiture recouvrant lenouveau Musée Olympique àLausanne (architecte: Brauen &Wälchli; ingénieur : Muttoni &Fernández). Le BFUP de type BSI(Béton Spécial industriel), déve-loppé par l’entreprise Eiffage SA

IntroductionAs part of an extensive researchprogram on high-performance fi -bre-reinforced concrete (HPFRC),the University of Applied Sciences(UAS) of Fribourg has carried outa theoretical and experimentalstudy on prestressed beams withcircular openings (Fig. 1). Such cir-cular openings are increasingly indemand due to practical require-ments of allowing the passage ofservice pipes.In steel construction cellular beamshave been used for decades.Regarding concrete beams, suchopenings require the provision ofboth shear and diagonal tensionreinforcement, which are compli-cated and difficult to implement(Fig. 2). Therefore, it is of interestto replace the shear reinforce-ment, partially or totally, by theaddition of fibres. Occasionally, itis even possible to make prestres-sed beams in ultra-high perfor-mance fibre-reinforced concrete.In order to analyse this problem,two experimental studies wereper formed. The first, PU, consist -

Comportement structural de poutres ajourées en béton fibréà hautes performancesStructural behaviour of cellular beams in high performanceconcrete

René Suter, João Tomás, Lionel Moreillon

Fig. 1

Poutres ajourées précontraintes.Prestressed beams with circular openings.

Fig. 2

Armature passive autour des ouvertures.Ordinary reinforcement around the openings.

13

présentait une résistance à lacompression sur cylindre fcm28 de180 MPa et un module d’élasticitéEcm28 de 58 GPa. Les poutres avaient une longueur de 9,00 m,une hauteur de 1000mm et uneépaisseur de 80/100 mm. L’ar ma -ture de flexion était composée dequatre torons précontraints de0,6”; trois de ces torons étaientplacés en inférieur et un toron ensupérieur. Les paramètres varia-bles étaient le diamètre desouvertures et le taux de précon-trainte. Les cinq poutres ont étésoumises à des essais de charge 4-points par l’application de deuxcharges concentrées et espacées

ed of five beams in ultra-high per -formance fiber-reinforced concre-te (UHPFRC) and the second, PH,consisted of seven beams in highperformance fibre-reinforced con -crete (HPFRC). The objective ofthese two studies was to analysethe behaviour of cellular beams inservice (SLS) and ultimate limitstates (ULS).

Experimental study PUDescription of the load testsThe five beams of the first experi-mental study PU were made atthe precast plant of MFP Pre -fabrication SA at Cheyres in a fra-mework which has been designed

for the roof elements of the newOlympic Museum in Lausanne (ar -chitect: Brauen & Wälchli; engi-neer: Muttoni & Fernández). TheUHPFRC of the type ISC (IndustrialSpecial Concrete), developed byEiffage SA, had a compressive cy -linder strength fcm28 of 180 MPaand a Young’s modulus Ecm28 of 58GPa. The beams had a length of9.00 m, a height of 1000 mm anda thickness of 80/100 mm. Thebending reinforcement con sis tedof three bottom prestressedstrands of 0.6” and one topstrand of 0.6”. The variable para-meters were the diameter of theopenings and the intensity of theprestressing. The five beams weresubjected to a 4-point load test byapplying two concentrated loads,which were spaced 3.00 m apart.Figure 3 shows the characteristicsof each beam tested and Figure 4illustrates beam’s geometry aswell as the experimental set-up.

Test resultsBeam PU1 exhibited a bendingfailure with concrete crushing inthe compressed zone (Fig. 5). Theelevated fibre dosage limited theformation of diagonal crackingand avoided a shear rupture (Fig.7a). For the beam PU2, a bendingfailure mechanism was also observ -ed (Fig. 7b). Thus, it may be statedthat ø=400 mm openings did notinfluence significantly the ultima-te shear strength. The failure loadof 625 kN was even superior tothe one of the reference beamPU1 (587 kN), due to more favou-rable fibre orientation in the rup-ture section.The two beams PU3 and PU4 exhi-bited shear failure mechanismscaused by shear and the presenceof openings (Fig. 8). The failureload was reduced to 519 kN and531 kN for beams PU 3 and PU 4,respectively. Thus, a 30% increasein the prestressing force led to a2% gain in the failure load, but a25% reduction on the mid-spandeflection. For the beam PU5,with ø=600 mm openings, a grea -ter decrease of the failure loadwas observed, reaching 418 kNwith a failure mechanism similarto that of a Vierendeel beam.

Fig. 4

Dispositif d’essai.Experimental set-up for UHPFRC beams.

SpecimenOpenings Prestressing force Fibre dosage

ø [mm] P0 [kN] [kg/m3]

PU1 – 4 x 125 240

PU2 400 4 x 125 240

PU3 500 4 x 125 240

PU4 500 4 x 175 240

PU5 600 4 x 125 240

Fig. 3

Caractéristiques des poutres, étude PU.Main properties of tested beams (UHPFRC).

SpecimenUltimate load Fu – Fu (Ref.)

FailureMid-span deflection

Fu [kN] Fu (Ref.) δu [mm]

PU1 (Ref.) 587 – Bending 62,3

PU2 625 +5% Bending 78,8

PU3 519 –16% Shear 59,0

PU4 531 –15% Shear 45,0

PU5 418 –30% Shear 44,7

Fig. 5

Charges et déplacements de ruine, étude PU.Experimental ultimate loads and associated mid-span displacements (UHPFRC).

14

de 3,00 m. La Figure 3 donne lescaractéristiques des différents élé-ments d’essai ; la Figure 4 illus trela géométrie des poutres ainsique le dispositif d’essai.

Résultats des essais de chargeLa poutre PU1 a subi une ruptureà la flexion avec un écrasementdu béton comprimé (Fig. 5). Ledosage en fibres élevé a limité laformation de fissures obliques eta permis d’éviter une rupture aucisaillement (Fig. 7a). Pour la pou-tre PU2, on a également observéune rupture à la flexion (Fig. 7b).Les ouvertures de 400 mm n’ontdonc pas influencé de façon signifi -cative la résistance au cisaillement.La charge de ruine de 625 kN amême été supérieure à celle de lapoutre de référence PU1 (587 kN),en raison d’une orientation plusfavorable des fibres dans la mem-brure tendue. Les deux poutres PU3 et PU4 ontsubi une rupture au cisaillementavec une fissuration dictée parl’effort tranchant et la présencedes ouvertures (Fig. 8). La charge

Experimental study PHDescription of the load testsThe seven members of the PHstudy were fabricated at the pre-cast plant of Element SA in Tavel.

Fig. 6

Courbe force-déformation, étude PU.Load-deflection relationship (UHPFRC).

Fig. 7

Rupture des poutres PU1 (a) et PU2 (b).Cracking pattern at failure of PU1 (a) and PU2 (b).

(a) (b)

(a) (b)

Fig. 8

Rupture des poutres PU3 (a) et PU5 (b).Cracking pattern at failure of PU3 (a) and PU5 (b).

Deflection at centre [mm]0 10 20 30 40 50 60 70 80 90 100

Load F [kN]

0

100

200

300

400

500

600

700

PU-1 PU-2PU-3PU-4PU-5

15

de rupture était réduite à 519 kNpour la poutre PU3 et à 531 kNpour la poutre PU4. L’augmenta -tion de la précontrainte de 30% aainsi eu pour effet une augmen-tation de la charge de ruine de2%, mais une réduction de la flè-che de 25%. Pour la poutre PU5,avec des ouvertures de 600 mm,on a observé une nette diminutionde la charge ultime à 418 kN. Enoutre, le mécanisme de ruine cor-respondait à celui d’une poutreVierendeel.

Etude expérimentale PHDescription des essaisLes sept éléments d’essai de ladeuxième étude PH ont été réali-sés en béton autoplaçant à hautesperformances dans les usines depréfabrication Element SA àTavel. Le béton, proposé parElement SA, présentait une résis -tance à la compression sur cylin-

There was a specific mix designfor this study. The specificationswere self-compacting concrete, acompressive strength of 80 MPaand a fibre dosage type Dramix5D of 30 and 40 kg/m3. The pro-posed concrete had a compressivecylinder strength fcm28 of 90.8 MPaand a Young’s modulus Ecm28 of44.2 GPa. The beams had a lengthof 9.00 m, a height of 1000 mmand a thickness of 160 mm. Thebending reinforcement consistedof six prestressed bottom strandsof 0.6” and two top strands of0.6”. The variable parameters arethe diameter of the openings, thefibre dosage, the intensity of theprestressing and the presence ofshear reinforcement. The sevenbeams were subjected to thesame 4-point load test by apply-ing two concentrated loads, spa-ced 3.00 m apart (Fig. 4). Figure 9shows the characteristics of eachdifferent tested beam.

Test resultsFor the PH study, all the beamsexhibited a shear failure mecha-nism (Fig. 10). The fibre dosage of30 kg/m3 does not provide enoughresistance to withstand concen-trated loads. For the referencebeam PH1, diagonal cracking(30º), between the support andthe location where the load isapplied, is formed abruptly andled to a violent collapse (830 kN)due to a shear failure along withconcrete crushing. For the PH2beam, the cracking pattern isinfluenced by the presence ofopenings (Fig. 13). The failureload is reduced to 560 kN, whichcorresponds to 33% loss whencompared to the reference beam.

For beams PH3 and PH4, the failu-re loads were 390 kN and 380 kN,respectively. Thus, the increase inthe fibre dosage did not increasethe beam’s ultimate strength,which may be explained by a lessfavourable fibre distribution inthe tensile zone. For the beamPH5, where the prestressing forcewas increased by 30%, the failureload reached 436 kN, correspon-ding to a 12% gain when compa-red to beam PH3.For beams PH6 and PH7, whichinclude shear reinforcement, thebehaviour and the beam’s ultima-te strength were improved. As aresult, the collapse load of 869 kNfor beam PH6, had diagonal rein-forcement, and of 696 kN forbeam PH7, with conventional ver-tical stirrups. Thus, beam PH6 evi-denced a failure load slightly higher than the reference beam.For beam PH7, the large openings

SpecimenUltimate load Fu – Fu (Ref.)

FailureMid-span deflection

Fu [kN] Fu (Ref.) δu [mm]

PH1 (Ref.) 830 – Shear 64,1

PH2 560 –33% Shear 31,8

PH3 390 –53% Shear 24,9

PH4 380 –54% Shear 32,3

PH5 436 –48% Shear 20,1

PH6 869 +5% Shear 58,4

PH7 696 –16% Shear 56,6

Fig. 10

Charges et déplacements de ruine, étude PH.Experimental ultimate loads and associated mid-span displacements (HPFRC).

SpecimenOpenings Prestressing force Fibre dosage Shear

ø [mm] P0 [kN] [kg/m3] reinforcement

PH1 – 8 x 125 30 –

PH2 400 8 x 125 30 –

PH3 500 8 x 125 30

PH4 500 8 x 125 40

PH5 500 8 x 175 30

PH6 500 8 x 125 30 2 x ø16 (diagonal –45°)

PH7 500 8 x 125 30 3 x ø10 (vertical)

Fig. 9

Caractéristiques des poutres, étude PH.Main properties of tested beams (HPFRC).

AcknowledgementsThese theoretical and experimentalstudies were financed by a researchfund of the University of AppliedSciences, Fribourg. They were sup -ported by several companies: for theUHPFRC beams, MFP PréfabricationSA and BSI Eiffage SA, for the HPFRCbeams, Element SA, Bekaert SA andSika SA. The authors wish to sincerelythank all these companies for theirgenerous support of this research.

16

dre fcm28 de 90,8 MPa et un modu-le d’élasticité Ecm28 de 44,2 GPa.Pour ce béton, des fibres métalli-ques de type Dramix 5D dans desdosages de 30 et 40 kg/m3 ont étéutilisées. Les poutres avaient éga-lement une longueur de 9,00 m etune hauteur de 1000 mm. L’épais -seur était augmentée à 160 mm.L’armature de flexion était compo -sée de huit torons précontraintsde 0,6”; six de ces torons étaientplacés en inférieur et deux en su -périeur. Les paramètres variablesétaient le diamètre des ouvertu-res, le dosage en fibres, le taux deprécontrainte et la présence d’unearmature de cisaillement (Fig. 9).

Résultats des essais de chargePour l’étude expérimentale PH,toutes les poutres ont subi unerupture au cisaillement (Fig. 10).Le dosage en fibres de 30 kg/m3

ne permettait pas d’apporter unerésistance suffisante pour repren-dre les charges concentrées. Pourla poutre de référence PH1, unefissure, partant de l’introductionde la charge vers les appuis, sousun angle de 30° environ, s’ouvraitfortement. Elle provoquait, pourune charge de 830 kN, une ruptu-re brutale au cisaillement, accom-pagné d’un écrasement de latable de compression en pointede la fissure diagonale. Pour lapoutre PH2, le réseau des fissuresobliques était influencé par laprésence des ouvertures (Fig. 13).La charge de rupture baissait à560 kN, ce qui correspondait àune perte de 33% par rapport à lapoutre de référence. Pour les poutres PH3 et PH4, lescharges de rupture étaient de 390 kN, resp. 380 kN. L’augmen -tation du dosage en fibres n’avaitdonc pas apporté d’augmenta -tion de la charge de rupture cequi peut s’expliquer par une ré -par tition moins favorable desfibres dans la partie tendue. Pourla poutre PH5 où la précontrainteétait augmentée de 30%, la char-ge de rupture montait à 436 kN,soit une augmentation de 12%par rapport à la poutre PH3.Pour les poutres PH6 et PH7, danslesquelles une armature de cisail-lement était intégrée, le compor-

and the shear reinforcement lo -cat ed in the intermediate zonesled to a failure mechanism similarto that of a Vierendeel beam,with a shift in a circular opening.

ConclusionsThe theoretical and experimentalstudies carried out on twelve pre-stressed high and ultra-high per-formance fibre-reinforced concre-te (HPFRC and UHPFRC) cellularbeams showed a very promisingbehaviour, which increases theinterest in using these structuralelements.Cellular beams in UHPFRC seemparticularly interesting in support -ing low to medium distributedloads, where their slendernessand lightness are particularly aes-thetic. For higher loads, the useof cellular beams in HPFRC ismore suitable. In the presence ofconcentrated loads, it is necessaryto resort to a simplified shearreinforcement, which proved to

tement s’améliorait fortement. Lacharge de ruine atteignait 869 kNpour la poutre PH6 avec unearmature relevée à 45° et 696 kNpour la poutre PH7 avec desétriers verticaux conventionnels.La poutre PH6 accusait ainsi unecharge de ruine légèrement supé-rieure à la poutre de référence.Pour la poutre PH7, les grandesouvertures et le renforcement deszones de béton intermédiairesprovoquaient un mécanisme deruine d’une poutre Vierendeel,avec rupture des membrures auniveau d’une ouverture.

ConclusionsLes études théoriques et expéri-mentales sur douze poutres ajou-rées en béton fibré à hautes et àultra-hautes performances (BFHPet BFUP) ont mis en évidence uncomportement très prometteurqui suscite un intérêt majeur pourl’emploi de ces éléments de struc-ture.Les poutres ajourées en BFUPparaissent surtout intéressantespour des charges réparties faiblesà moyennes, où leur élancementet leur légèreté offrent une esthé -tique particulière. Pour des char-ges plus élevées, l’emploi de pou-tres ajourées en BFHP sera mieuxadapté. En présence de chargesconcentrées, il sera nécessaire defaire appel à une armature decisaillement simple sous formed’étriers qui s’est avéré très effica-ce. Les fibres métalliques permet-

Fig. 11

Courbe force-déformation, étude PH.Load-deflection relationship (HPFRC).

Deflection at centre [mm]0 10 20 30 40 50 60 70

Load F [kN]

0

100

200

300

400

500

600

700

800

900

1000

PH-1 PH-2PH-3PH-4PH-5PH-6PH-7

RemerciementsLes études théoriques et expérimen-tales ont été financées par un créditde recherche de l’Ecole d’ingénieurset d’architectes de Fribourg. Elles ontété soutenues par différents partenai-res industriels : pour les éléments enBFUP, les entreprises MFP Préfabrica -tion SA et BSI Eiffage SA; pour leséléments en BFHP, les entreprisesElement SA, Bekaert SA et Sika SA.Les auteurs tiennent à remercier cesentreprises pour leur soutien aux pro-jets de recherche.

17

be very effective. However, thesteel fibres may limit crack open -ing and dispense with the needfor other secondary shear or dis-tributed reinforcement.The shear strength of a cellularbeam in UHPFRC and HPFRC de -creases in function of the diame-ter of the opening. This decreaseis more pronounced for HPFRCbeams, mainly due to the big dif-ference in the fibre dosage.The diameter of the openingshould not exceed half the heightof the beams in order to avoid asignificant reduction in the shearstrength. Regarding the fibredosage, it is recommended toinclude at least 40 kg/m3, which isnecessary to ensure an adequatedistribution of fibres.

tent cependant de limiter l’ouver-ture des fissures et de renoncer àd’autres armatures secondairesde cisaillement ou de fissuration. La résistance au cisaillement et larigidité d’une poutre ajourée enBFUP et en BFHP baissent enfonction du diamètre des ouver-tures. Cette baisse est plus mar-quée pour les poutres en BFHP enraison, notamment, de la grandedifférence des dosages en fibres.Afin d’éviter une réduction sensi-ble de la rigidité et de la résistan-ce au cisaillement, le diamètre desouvertures ne devrait donc pasdépasser la moitié de la hauteurdes poutres. En ce qui concerne le dosage enfibres, il est recommandé d’inté-grer au moins 40 kg/m3 de fibresde haut de gamme. Ce dosage pa -rait nécessaire afin d’assurer unerépartition suffisante des fibres.

Fig. 12

Rupture des poutres PH1 (a) et PH4 (b).Cracking pattern at failure of PH1 (a) and PH4 (b).

Fig. 13

Rupture des poutres PH6 (a) et PH7 (b).Cracking pattern at failure of PH6 (a) and PH7 (b).

(a) (b)

(a) (b)

Auteurs/Authors

René SuterProf. Dr. sc. techn.rene.suter@hefr.ch

João TomásIng. MScjoaotomas20@gmail.com

Lionel MoreillonDr. Université Paris Estlionel.moreillon@hefr.ch

Ecole d’ingénieurs et d’architectes de FribourgCH-1705 Fribourg

18

EinleitungStahlbeton hat sich in der Schweizals Baustoff sehr bewährt. EineAlternative zur korrosionsanfälli-gen Stahlbewehrung ist eineVerstärkung des Betons durchTextilgelege. Schweizweit ist die-ser Verbundwerkstoff sehr wenigerforscht, international habensich aber schon einige Institutemit den wesentlichen Einfluss -grös sen auf das Tragverhaltenvon textilbewehrtem Beton unterBiege- und Normalkraftbeanspru-chung beschäftigt [1].In den Forschungsarbeiten zeigtesich, dass im Gegensatz zur her-kömmlichen Bewehrung die bis-her verwendeten Textilien ein li -near-elastisches, sprödes Tragver -hal ten aufweisen, die Veranke -rung lediglich auf Adhäsion undReibung beruht und die Verbund -eigenschaften sehr inhomogensind [2–6].Für den Ersatz der Fussgängerbrü-ckenplatte des Mattenstegs inZürich plant im Auftrag der StadtZürich das projektierende BüroLocher Ingenieure AG zusammenmit der Holcim (Schweiz) AG undder Alphabeton AG eine Textilbe -ton platte für die Fussgänger brü -cke. Für die bestehende Stahl -unter konstruktion ist von Vorteil,

dass im Gegensatz zu einer her-kömmlich bewehrten Platte Ge -wicht eingespart wird. Da keinKorrosionsrisiko besteht, reichteine geringe Bewehrungsüber de -ckung, was einen schlanken Quer -schnitt ermöglicht.Da es für textilbewehrten Betonkeine entsprechenden Berech -nungsansätze in der SchweizerNorm gibt, beauftragte dasTiefbauamt Zürich die HochschuleLuzern Technik und ArchitekturBauteilversuche durchzuführen,damit die Berechnungen verifi-ziert werden können.

VersuchskörperFig. 2 zeigt die Abmessungen derVersuchskörper. Es wurde einewie im Projekt vorgesehene Plat tehergestellt, die in sechs Versuchs -körper geschnitten wurde. Einge -legt waren oben und unten jezwei Textilgelege mit einem Ab -stand von 4 resp. 36 mm. AlsAbstands halter zwischen den vierGelegeschichten wurde ebenfallsein Textil der gleichen Beschaf -fen heit verwendet. Die Platten werden im realenProjekt auf Stahlprofile aufgelegt(siehe Fig. 2c) und entsprechensomit dem statischen System eineseinfachen Balkens. Aufgrund der

TextilbetonplattenversuchePlate tests on textile-reinforced concrete

Hartwig Stempfle, Edith Schurtenberger

IntroductionReinforced concrete is considereda reliable construction material inSwitzerland. For this material tex-tile layers offer an interestingalternative to the conventionalsteel reinforcement, which is proneto corrosion. Within Switzer landlittle research on textile-reinfor-ced concrete has been carriedout; internationally, however,several research institutes haveinvestigated the relevant proper-ties of the material in bendingand under axial force [1].In existing research it has beenshown that the currently usedtextile reinforcement exhibitslinear-elastic material behaviourwith brittle failure, as opposed tothe ductile behaviour of traditio-nal steel reinforcement. The texti-le reinforcement is anchored inthe cement matrix by adhesionand friction, exhibiting highlyinhomogeneous composite cha-racteristics [2–6].For the replacement of the pedes -trian bridge deck of the “Matten -steg” in Zurich commissioned bythe City of Zurich, the designersLocher Ingenieure AG in collabo-ration with Holcim (Switzerland)AG and Alphabeton AG are plan-ning a textile-reinforced bridge

Einsatzgebiete/Fields of application

– Fassadenelemente

– Schalen- und Stabtragwerke

– Sandwichelemente

– Fussgängerbrücken (auch vorgespannt)

– Verstärkung bestehender Bauwerke

– Facade elements

– Shell and beam structures

– Sandwich panels

– Pedestrian bridges (also prestressed)

– Reinforcement of existing buildings

Vorteile/Advantages

– Korrosionsbeständig, ermöglicht schlankeBauteile

– Dichter als Normalbeton, da eine sehr fein-körniger Beton verwendet wird

– Verzicht auf Abdichtung ist möglich undsomit kostengünstig

– Corrosion-resistant, makes slender structu-ral components possible

– More dense then normal concrete, becausea very fine-grained concrete is used

– Waterproof seal is not necessary, reducingthe costs.

Nachteile/Disadvantages

– Sprödes Materialverhalten des Gewebes

– Carbongelege sind teuer

– Herstellung erfordert Sachkenntnissevom Her-stelle

– Brittle material behaviour of the textile

– Carbon fibre composites are expensive

– Manufacture needs special know-how

Fig. 1

Einsatzgebiete sowie Vor- und Nachteile von Textilbeton.Fields of application as well as advantages and disadvantages of textile reinforced concrete.

19

deck for the pedestrian bridge.One of the main advantages ofthis solution is the reduced bridgedeck self-weight on the existingsteel substructure. As there is norisk of reinforcement corrosion,minimum concrete covers can beused, which leads to a very smallplate thickness. As no normative requirements fortextile-reinforced concrete existwithin the Swiss Standards, theLucerne University of Applied Sci-ences and Arts carried out struc-tural tests for the Civil Engineer -ing Department of Zurich, to veri-fy the theoretical assumptionsand calculations.

Test specimensFig. 2 shows the dimensions ofthe test specimens. A bridge deckplate as proposed for the bridgerehabilitation project was fabri -cat ed and then cut to form sixseparate test specimens. Two layersof top and bottom textile reinfor-cement were placed in the plate.The distance between the layerswas 4 mm and 36 mm, respec-tively. To maintain the requireddistance between the reinforce-ment layers, an additional textilespacer of similar properties wasadded.On the existing bridge, the newbridge deck will be placed onsteel profiles (see Fig. 2c) and cor-respond to a static system of a

kurzen Auflagerfläche und dergeringen Verankerungslänge derZugbewehrung war ein Augen -merk auf die Auflagersituationund Verankerung der Textilbe -weh rung zu legen. Um eine Ver -ankerung zu erreichen, wurdedas Gelege auf der Seite nachoben umgeknickt. An dieserStelle brach es teilweise.Es wurde ein feinkörniger, selbst-verdichtender Beton mit den

simply supported beam. Becauseof the small support area and theshort anchorage length of thetensile reinforcement it wasnecessary to pay particular atten-tion to the support configurationand the anchorage of the reinfor-cement. To achieve a sufficientanchorage length of the reinfor-cement, the textile layer was bentupwards at the sides, which led tosome rupturing of the fabric.

25

1465

10

1500

d = 60 mm

300

15008

436

4

8

60

40 20 40

60

Fig. 2

a) Grundriss der Versuchskörper [mm]; b) Überhöhter Längsschnitt der Versuchskörper [mm];c) Späterer Einbau der Platten auf dem Steg.a) Plan of the test specimens [mm]; b) Section of the test specimens [mm] (not to scale); c) Position of bridge deck on existing substructure.

Property

Compressive strength fcm

(test specimen 40x40x160 mm)112.6 ± 2.8 N/mm2

Bending tensile strength fctm 15.2 ± 0.6 N/mm2

Modulus of elasticity Ecm 44 944 ± 237 N/mm2

Density ρ 2372 ± 57.7 kg/m3

Fig. 3

Kennwerte Beton.Concrete properties.

Property

Tensile strength ffil 5000 N/mm2

Modulus of elasticity Efil 270 000 N/mm2

Strain at rupture εy,fil 1.90 %

Fig. 4

Kennwerte Filamente des Carbongeleges und Foto.Properties of the carbon fibre filaments with picture.

(a)

(b)

(c)

20

Eigenschaften aus Fig. 3 verwen-det. Das Gelege bestand aus lang-faserigen Garnen (auch Rovingsgenannt). Diese wiederum setzensich aus vielen Einzelfasern, denFilamenten, zusammen. Das Gele -ge in den Versuchskörpern bestandaus einem bidirektionalen Carbon -gelege Sigratex® Grid B der FirmaSGL Group. Das Gelege wurdebeschichtet. Gemäss Herstellerhatten die Garne die in Fig. 4 auf-gelisteten Eigenschaften. DieseEigenschaften sind nicht gleichzu-setzen mit den Eigenschaften desgesamten Geleges.

VersuchsdurchführungFür die 3-Punkt-Biegeversuche wieauch für die Querkraft ver suchewurde die gleiche Versuchs ein -richtung verwendet. Der Ver -

Very fine-grained, self-compac-ting concrete was used to fabrica-te the plate. The concrete proper-ties are shown in Fig. 4. The textile reinforcement consistsof threads, also called rovings.The rovings in turn consist ofmany single fibres, called fila-ments. The fabric used in the testspecimens was a bidirectional car-bon fibre composite Sigratex GridB, manufactured by the SGLGroup. The fabric was coated andthe rovings exhibited the proper-ties in Fig. 4 provided by themanufacturer. It should be notedthat the properties of the textilediffer from those of the rovings.

Test setupThe same test configurationshown in Fig. 5 was used for both

suchs aufbau ist in Fig. 5 darge-stellt. Die Lagerung entsprichtauch dem späteren Einbau. Mitdem gewählten Aufbau der Quer -kraftversuche ergab sich einWinkel von 20,5° von der Kraft -einleitstelle zum Auflager. Es wurden die Risse pro Laststufeund die Verformungen mit denWeg aufnehmern und den Deh -nungs messern aufgezeichnet(Fig. 5). Alle Körper wurden über denlinearen Bereich hinaus belastet,anschliessend fand eine komplet-te Entlastung statt, um zumSchluss die Last bis zum Bruch zuerhöhen. Insgesamt wurden achtLaststufen pro Versuchskörpergemessen.

VersuchsresultateBiegeversucheAllgemein kann gesagt werden,dass die drei Versuchskörper dasgleiche Tragverhalten aufgewie-sen haben und die quantitativenUnterschiede gering waren. Die Biegeversuche ergaben einenKraft-Verformungsverlauf wie inFig. 6 dargestellt. Der erste Rissentstand bei einer Last von 3,5 bis3,9 kN, was im Schnitt 15% derBruchlast entsprach. Bis dahinbetrug die Durchbiegung unterder Lasteinleitung durchschnitt-lich 1,5 mm.Sobald der Beton das erste Malgerissen war, was ausnahmslosimmer direkt unter der Lastein -leitung der Fall war, flachte dieKurve ab. Die Kurve kann alsabschnittsweise annähernd linear

v4v17v18

v2k62

k63

1500

30320 400 400 320

30

v2

v18 v17 v4k63

k62

1500

30520 400 360

160 30

Fig. 5

Schematischer Versuchsaufbau: a) Biegeversuche; b) Querkraftversuche.Schematic test setup: a) Bending tests; b) Shear tests.

0

5

10

15

20

25

30

0 10 20 30 40 50

Load

[kN]

Deformation [mm]v4 v17 v18

0

5

10

15

20

25

30

0 10 20 30 40 50

Load

[kN]

Deformation [mm]v4 v17 v18

Fig. 6

Kraft-VerformungsdiagrammBiege versuche.Load-deformation curves ofthe bending tests.

Fig. 7

Kraft-VerformungsdiagrammQuerkraftversuche.Load-deformation curves ofthe shear tests.

(a) (b)

21

the 3-point-bending tests and theshear tests. The bearing is thesame as in the further project. Inthe shear test the angle betweenthe support and the point of loadapplication is 20.5°. For each loadlevel the cracks were recordedand the deformations were mea-sured with displacement transdu-cers and strain gauges (Fig. 5). All test specimens were loadedbeyond the elastic limit, thenunloaded completely and finallyloaded to failure. Eight load le velswere applied to each specimen.

Test results – bending testsQualitatively, the three specimensexhibited a very similar behaviourin bending and the quantitativedifferences were also very small.The load-deformation curve isshown in Fig. 6. The first crack ap -peared at a load between 3.5 kNand 3.9 kN, which corresponds to15% of the failure load. At thisload the average deflection was1.5 mm.As soon as the first crack formed,which occurred directly under -neath the point of load applicationin all specimens, the slope of theload-deformation curve decreas -ed. The load-deformation beha-viour can be described roughly assegmentally linear. The cracksappeared symmetrically at adistance of approximately 10 cmfrom both sides of the load appli-cation point.During unloading the deflectionsdecreased linearly with the load.A residual deflection of 3.5 mm in

beschrieben werden. Die Risseentstanden mit ungefähr 10 cmAbstand gleichmässig auf beidenSeiten der Lasteinleitstelle. Bei der Entlastung gingen dieDurchbiegungen linear mit derKraftabnahme zurück. Eine Rest-durchbiegung in der Mitte von3,5 mm blieb.Die Bruchlast war bei 22,3 kN bis26,6 kN erreicht. Das Reissen desTextilgeleges war deutlich hörbar.Bei einem Prüfkörper wurde inPlattenmitte ein Teil des Gelegesfreigelegt. Eine komplette Durch -trennung des Geleges war vonblossem Auge nicht sichtbar. DieUnterseite eines Prüfkörpers nachVersuchsende zeigt Fig. 9.

VersuchsresultateQuerkraftversucheAuch bei den Querkraftversuchenwar das Tragverhalten aller dreiVersuchskörper gleich, die quanti-tativen Unterschiede waren aberetwas grösser als bei denBiegeversuchen.Der Kraft-Verformungsverlaufeines der drei Querkraftversucheist in Fig. 7 dargestellt. Der erste Riss entstand bei einerLast von 9,0 bis 11.7 kN. Das ent-sprach 30 bis 50 % der Bruchlast.Bis dahin betrug die Durchbie -gung unter der Lasteinleitung 0,8bis 1,1 mm. Die Risse entstandenzuerst bei der Lasteinleitstelleund pflanzten sich zum Auflagermit dem grösseren Abstand fort.Der Abstand zwischen den Rissenwar ähnlich breit wie bei denBiege ver suchen.

the middle of the specimenremained after unloading. The failure load was between22.3 kN and 26.6 kN and a distinctripping noise of the textile rein-forcement could be heard. In onetest specimen part of the fabricwas exposed. No complete fabricruptures could be observed visu-ally. Fig. 9 shows the bottom of aspecimen after testing.

Test results – shear testsAs for the bending tests, thebehaviour of all three specimensin shear was similar. However, thequantitative differences wereslightly larger than found for thebending tests.In Fig. 7 the load-deformationcurve for one of the three sheartests is shown.The first crack occurred at a loadbetween 9.0 kN and 11.7 kN,which corresponds to 30% to50% of the failure load. The platedeflection underneath the pointof load application was between0.8 mm and 1.1 mm at this load.Cracking was initiated at thepoint of load application and pro-pagated towards the moredistant support. The distance bet-ween the cracks was similar to thecrack spacing measured in thebending tests.After unloading the test speci-mens showed residual deflectionsof between 2.0 mm and 4.2 mm.The crack responsible for initiat -ing shear failure formed at appro-ximately 40% of the failure loadbetween the point of load appli-

Load Fu [kN] Deformation w [mm]

1 26.6 22.3Bending

2 23.0 21.1(w at 90% Fu)

3 22.3 20.0

4 29.4 22.9Shear

5 25.5 14.3(w at Fu)

6 22.5 5.7

Fig. 8

Zusammenstellung Bruchkraft und Verformung.Loads and deformations at failure.

22

Als der Prüfkörper komplett ent-lastet wurde, blieb eine Rest -durch biegung von 2,0 bis 4,2 mm.Der für den Bruch massgebendeSchubriss zwischen Lasteinleitungund nahem Auflager zeigte sichbei ungefähr 40 % der Bruchlast.Der Schubriss wies bei allenVersuchen einen Winkel von 35°auf. Die Bruchlast der Querkraftver -suche lag bei 22,5 bis 29,4 kN. DerSchubriss hatte beim Versageneine Öffnung im Zentimeter be -reich. Trotz eines enormen Knicksbrach das Textil nicht (Fig. 10). Esfand aber ein Herausziehen desGeleges statt. Die Versuchskörperhingen noch im Textil und bra-chen nicht in zwei Teile auseinan-der. Der grössere Abstand derTextilbewehrung zum Rand (Fig.2b) bei zwei Versuchen und derdaraus resultierenden kleinerenVerankerungslänge hatte keinenEinfluss auf die Versuchs er geb -nisse.

ZusammenfassungNach den je drei Biege- und Quer-kraftversuchen kann man folgen-de Aussagen machen:− Die 1,5 x 0,3 x 0,06 m grossen

Versuchskörper versagten beieiner zentrischen Last von un-gefähr 24 kN und bei einerQuerkraft von 25 kN.

− Die Durchbiegung in Platten -mitte bei den Biegeversuchenbetrug bei 90% der Bruchlastdurchschnittlich 46 mm. Da-nach mussten die Wegaufneh-mer abgebaut werden.

cation and the less distant sup-port. The angle of this crack was35° in all tests.The failure load for the sheartests was between 22.5 kN and29.4 kN. At failure the crack widthof the failure-inducing crack wasaround 1 cm. Although the texti-le reinforcement was bent severe -ly at failure, no rupture of thefabric occurred (Fig. 10). However,it could be seen that parts of thelayers had been pulled out of thespecimens. The segments of thespecimens remained connected toeach other by the textile reinfor-cement. The reduced anchoragelength of the reinforcement intwo specimens, due to the largerdistance of the fabric to the speci-men end (Fig. 2b), did not appearto influence the test results.

SummaryThe three bending and threeshear tests yielded the followingresults:− The test specimens with the di -

mensions 1.5 m x 0.3 m x 0.06 mfailed in bending under a loadof 24 kN. The shear failureoccurred at a load of 25 kN.

− The deflection at the platemidpoint for the bending testswas approximately 46 mm at90% of the failure load. Fur thermeasurements were im pos si -ble, as the displacement trans-ducers needed to be removedfrom the specimens after thispoint.

− The plate behaviour was rough -ly linear elastic. The slope of

− Das Verhalten war annäherndlinear-elastisch. Die Steigungder Kraft-Verformungskurveänderte sich nach den erstenRissen im Beton.

− Nach der Entlastung der Prüf -körper blieb eine Restverfor-mung. Da Carbon ein rein line-ar-elastisches Werkstoff verhal -ten hat, sollte die Ursache derbleibenden Restverformungent weder im Schlupf oder imAusrichten des Geleges liegen.

− Der Bruch kündigte sich nichtdurch ein Fliessplateau an.Dennoch wurde aufgrund dergrossen Verformungen undder immer zahlreicher werden-den Risse der Bruch angezeigt.

− In Plattenmitte des Biegever -suchs konnte man kein durch-trenntes Gelege erkennen. AllePrüfkörper blieben als einStück erhalten.

Auch bei den Querkraftversuchenwar keine Durchtrennung desTextilgeleges sichtbar, das Gelegewurde lediglich ausgezogen. Diekurze Verankerungslänge unddas geknickte Gelege am Platten -ende hatten keinen Einfluss aufden Versuchsausgang. Die Versu -che haben gezeigt, dass der Wider -stand der Elemente für die Ein -wir kungen der Fussgängerbrückegenügend gross ist. Auf derGrundlage der Versuche und derLiteratur ist somit ohne gültigeNormen eine Projektierung undBemessung der textilbewehrtenPlatte möglich.Der Textilbeton erlaubt es auf-grund seiner Werkstoffeigen -

Fig. 9

Unterseite Biegeversuchskörper nach Versuchsende.Bottom surface of bending test specimen after testing.

23

the load-deformation curvechanged after the first cracksformed.

− After completely unloadingthe specimens, residual deflec-tions remained. As the carbonfibre fabric exhibits purely line-ar-elastic behaviour, the resi-dual deflections are thought tobe due to slip or the alignmentof the fabric.

− Failure was not preceded by ayield plateau. Nevertheless,the impending failure of theplates could be predicted bythe increasing plate deflectionand the rapidly increasingnumber of cracks.

− No complete textile reinforce-ment ruptures were visible atthe plate mid point during thebending tests. All plate frag-ments remained attached toeach other due to the reinfor-cement layers.

− As for the bending tests, notextile reinforcement rupturesoccurred in the shear tests.However, parts of the fabricwere pulled out of the concre-te. The short anchorage lengthand the bent-up reinforcementat the plate ends did not influ-ence the test results.

The testing has shown that theresistance of the elements is bigenough to resist the actions in thecase of a pedestrian bridge. Basedon the test results and the litera-ture it is possible to design thetextile reinforced plate withoutexisting codes. Due to the mate -rial properties of textile reinforc -

schaf ten, auf eine Abdich tung zuverzichten. Mit der schlankenAbmessung wird die bestehendeStahlunterkonstruktion entlastet.Diese beiden Punkte ermöglicheneine günstigere Konstruktion alsmit einer stahlbewehrten Ersatz -platte.

ed concrete a water-proof seal isnot necessary. The slender con-struction reduces the load on theexisting steel substructure. Re -garding the advantages, inexpen-sive construction is possible in con -trast to a steel-reinforced bridgedeck.

Referenzen/References[1] W. Brameshuber W. (Eds); TextileReinforced Concrete – State-of-the-Art Report of RILEM TC 201-TRC(Report No. 036); RILEM PublicationsSARL, 2006, 292 p.[2] D. Ehlig, F. Schladitz, M. Frenzel,M. Curbach; Textilbeton – Ausgeführ -te Projekte im Überblick; Beton- undStahlbetonbau (107), Issue 11, 777–785 pp., November 2012.[3] J. Hegger, M. Horstmann, S. Voss,N. Will; Textilbewehrter Beton: Trag -verhalten, Bemessung und Anwen -dung. Beton- und Stahlbetonbau;(102), Issue 6, 362–370 pp., Juni 2007[4] J. Hegger, N. Will, M. Curbach, F.Jesse; Tragverhalten von textilbe -wehr tem Beton; Beton- und Stahlbe -ton bau (99), Issue 6; 452–455 pp.;Juni 2004[5] J. Hegger, N. Will, H.N. Schneider,P. Kölzer; Neue Bauteile aus textilbe-wehrtem Beton; Beton- und Stahlbe -tonbau (99), Issue 6; 482–487 pp.,Juni 2004[6] S. Voss; Ingenieurmodelle zumTragverhalten von textilbewehrtemBeton; Diss., Lehrstuhl und Institut fürMassivbau der RWTH Aachen; 2008;202 p.

Autoren/Authors

Hartwig StempfleProf. Dr. sc. techn., Dipl.-Ing.stempfle.hartwig@hslu.ch

Edith SchurtenbergerBSc FHZedith.schurtenberger@hslu.ch

Hochschule LuzernCH-6048 Horw

Fig. 10

Querkraftversuchskörper nach Versuchsende.Shear test specimen after testing.

24

Der Einfluss der Betonzusammensetzung auf das Risiko derBildung plastischer SchwindrisseThe influence of concrete composition on the risk of plasticshrinkage cracking

Pietro Lura, Andreas Leemann, Carmelo Di Bella

EinleitungRissbildung durch behinderteSchwindverformungen kann dieDauerhaftigkeit von Stahlbeton -bauten reduzieren, weil aggressi-ve Stoffe (z.B. Chloride) rasch ein-dringen können. Frischbeton ist jenach Witterung zwischen demBetonieren und dem Abbindenan fällig für die Bildung plasti-scher Schwindrisse [1]. PlastischeSchwindrisse treten insbesonderein Betonböden und -belägen mitstarker Verdunstung auf (Fig. 1a).Die wichtigste treibende Kraftdabei ist die Verdunstung vonWasser, die zur Bildung von Was -sermenisken an der Betonober flä -che und damit zu hohen Zugspan -

IntroductionCracking due to restrained volu-me changes may accelerate dete-rioration by facilitating the in -gress of aggressive agents (e.g.,chloride ions that induce corrosionof the reinforcement) and ultima-tely decrease the service life ofconcrete structures. Fresh concre-te is susceptible to plastic shrinka-ge cracking, depending on weat-her conditions after concrete pla-cement and before the time ofsetting [1]. Plastic shrinkagecracks appear especially in concre-te floors and pavements exposedto strong evaporation (Fig. 1a).The main driving force of plasticshrinkage cracking is evaporation

nun gen führt [2,3]. Wenn dasBlutungswasser an der Beton -ober fläche durch Verdunstungverschwunden ist, entstehen dieWassermenisken (Fig. 1b). DieseMenisken verursachen einen kapil -laren Unterdruck, der den gesam-ten Beton unter Druck setzt undSchwinden verursacht [2]. So -lange er sich plastisch verformenkann, manifestieren sich dieSpannungen als Setzen desBetons. Das Setzen hört sofortauf, wenn ein kritischer Punktwenige Stunden nach demBetoneinbau erreicht wird, abdem sich der Beton nicht mehrplastisch verformen kann. Ab die-sem Zeitpunkt können sich Risse

r

Evaporationof bleed water

Constant rateperiod

Retreating rateperiod

Fig. 1a) Plastische Schwindrisse durch Betondecke [3] und b) schematischeDarstellung der Trocknungsphasen im Frischbeton [4].a) Plastic shrinkage cracks through concrete slab [3] and b) phases of drying offresh concrete [4].

(a)

(b)

25

of water that creates menisci andhigh tensile stresses in the capilla-ry water near the surface [2,3].When the bleeding water on thesurface of the concrete is consum -ed by evaporation, water menisciform (Fig. 1b). These menisci pro-duce capillary stresses that putthe whole of the concrete undercompression and cause it toshrink [2]. As long as the concreteremains plastic, the capillarystress manifests itself as settle-ment of the concrete. The settle-ment of the plastic concrete sud-denly stops when a critical point isreached a couple of hours aftercasting; at this point, cracks maydevelop. The extent of plasticshrinkage cracking is closely relat -ed to the evaporation rate, to thesettlement and to the magnitudeof the developed negative pressu-re [4]. When the concrete is curedimmediately after casting (coveredwith sheets, sprayed with wateror a curing agent), plastic shrink -age cracks can be prevent ed.This study addresses the effect ofthe water-to-cement ratio (w/c),cement paste content and cementfineness on the risk of plasticshrinkage cracking.

Materials and MethodsThe mixture compositions and thefresh concrete properties areshown in the results section (seeFig. 2).

bilden. Das Ausmass plastischerSchwindrisse hängt eng mit derVerdunstungsrate, dem Setzenund der Grössenordnung deskapillaren Unterdrucks zusam-men [4]. Wird der Beton unmittel-bar nach dem Einbau nachbehan-delt (Abdecken mit Folie, Be -sprühen mit Wasser oder Curing-Mittel), können Frühschwindrissevermieden werden.Diese Studie befasst sich mit demEinfluss des Wasserzementwerts(w/z), des Zementleimvolumensund der Zementfeinheit auf dasRisiko der Bildung plastischerSchwindrisse.

Materialien und MethodenDie Mischungszusammensetzungund die Frischbetoneigenschaftenwerden bei den Resultaten in Fi -gur 2 gezeigt. Ausbreitmass, Rohdichte und Luft -gehalt wurden nach EN 12350-5,EN 12350-6 und EN 12350-7 be -stimmt. Das Bluten wurde nachEN 480-4 während fünf Stundengemessen.Die plastische Schwindrissbildungwurde nach ASTM C1579-06 anzwei Prüfkörpern pro Beton mi -schung bestimmt. Zwei Schalun -gen (355 x 560 x 100 mm3) mitStahleinlagen zur Rissinitiierungwurden mit Beton gefüllt und aufeinem Vibriertisch verdichtet.Danach wurden die Schalungenin einen Klimaraum mit einer

Concrete flow, density and aircontent were measured accord -ing to EN 12350-5, EN 12350-6and EN 12350-7. Bleeding wasmeasured according to EN 480-4for 5 hours. Plastic shrinkage cracking accord -ing to ASTM C1579-06 was measur -ed on two samples per mixture.Two molds (355 x 560 x 100 mm3),provided with steel inserts toinitiate cracking, were filled withconcrete and vibrated on a vibra-tion table until compaction wascomplete. The molds were movedto a climate chamber with a tem-perature of 30±1 °C and a relativehumidity (RH) of 45±5%, provid edwith a wind tunnel. Tempera ture,RH and wind velocity (7±0.5 m/s)were monitored at the concretesurface with coupled temperatu-re/RH sensors and by anemome-ters. The crack width distributionwas obtained from image analysisof the cracked concrete surface[5] at the end of the experiment,about 6 hours after casting.Rate of evaporation, settlementand pore pressure were measuredon the same samples used forplas tic shrinkage cracking. Mea -sure ments of settlement of thefresh concrete surface were per-formed with non-contact lasers[3] on the surface of the plasticshrinkage cracking specimens.Measurements of pore pressure inthe concrete were performed

Fig. 2Zusammensetzung und Eigenschaften der Betone mit variablem w/z, Zementleimvolumen und Zementfeinheit.Mixture composition and some properties of concrete with variable w/c, paste volume and fineness.

Mixture identifier A B C D E F G

Aggregate 0/16 mm [kg/m3] 1855 1825 1900 1930 1765 1855 1855

CEM I 42.5 N [kg/m3] 352 396 302 352 352 – –

CEM I 32.5 N [kg/m3] – – – – – 352 –

CEM I 52.5 R [kg/m3] – – – – – – 352

Superplasticizer [mass-% of cement] 0.2 0.4 0.1 2.4 – 0.2 0.2

Cement paste content [l/m3] 289 302 274 262 324 289 289

w/c 0.50 0.44 0.57 0.40 0.60 0.50 0.50

Flow [cm] 40 47 38 40 59 41 38

Air content [volume-%] 3.9 3.8 3.6 3.4 1.1 3.8 3.2

Bleeding after 6 h [%] 2.00 1.25 3.58 0.15 6.26 3.79 0.56

Plastic shrinkage cracks Yes, 4/4 Yes, 1/2 No, 0/2 No, 0/2 No, 0/2 No, 0/4 Yes, 3/4

26

Temperatur von 30±1 °C undeiner relativen Feuchte (RF) von45±5% in einem Windkanal plat-ziert. Temperatur, RF und Wind -geschwindigkeit (7±0,5 m/s) an derBetonoberfläche wurden durchgekoppelte Temperatur-/Feuchte-Sensoren und durch Anemometeraufgezeichnet. Die Rissbreiten -ver teilung wurde mittels Bild ana -lyse der gerissenen Betonober -

with tensiometers [2,4], consis -ting of a pressure sensor connect -ed to a metallic tube by a rubberhose.

ResultsInfluence of water-to-cementratio and cement paste volumeFig. 2 shows the composition of 5different concrete mixtures, allwith CEM I 42.5 N but with diffe-rent w/c and cement paste volu-mes. Fig. 2 also shows the concre-te flow, air content, bleedingafter 6 hours measured at 30 °Cand the number of specimensthat showed plastic shrinkagecracks. The mass change due toevaporation, the settlement (ave-rage value of three measure-ments), the capillary pressure inthe pore fluid and the width dis-tribution of the plastic shrinkagecracks are shown in Fig. 3. Due tothe formation of air voids the re -cording of the capillary pressurecan be interrupted. This is an arti-fact of the measurement. Thecumulative crack distributionshows the relative crack length inrelation to the sample width(both samples entirely cracked =

fläche [5] am Ende des Versuchsetwa sechs Stunden nach derBetonherstellung vorgenommen.Verdunstungsrate, Setzen undPorendruck im Beton wurden anden gleichen Prüfkörpern gemes-sen wie das plastische Schwinden.Das Setzen wurde mit kontaktlo-sen Lasern [3] auf derBetonoberfläche der Prüfkörperbestimmt. Für die Messungen deskapillaren Unterdrucks im Betonwurden Tensiometer benutzt[2,4], die aus Drucksensoren be -stehen, die über einen Gummi -schlauch mit im Beton platziertenMetallröhrchen verbunden sind.

ResultateEinfluss des w/z und desZementleimvolumensIn Fig. 2 wird die Zusammen set -zung der mit CEM I 42,5 N herge-stellten Betone mit Ausbreitmass,Setzen, Luftgehalt, Bluten undAnzahl hergestellter und gerisse-ner Prüfkörper aufgeführt. DieMassenänderung durch Verduns -ten, Setzen, Kapillardruck und dieRissbreitenverteilung werden inFig. 3 gezeigt. Mit der Bildungvon Luftblasen bei der Mess ka pil -

-3.0

-2.0

-1.0

0.0

0 1 2 3 4 5

Mas

s ch

ang

e (k

g/m

2 )

Time (h)

AE

D

C

B

-1.5

-1.2

-0.9

-0.6

-0.3

0.0

0 1 2 3 4 5

Sett

lem

ent

(mm

)

Time (h)

A

E

C

D

B

-400

-300

-200

-100

0

0 1 2 3 4 5

Cap

illar

y p

ress

ure

(m

bar

)

Time (h)

D

A

E

CB

0.0

0.2

0.4

0.6

0.8

1.0

0.0 0.5 1.0 1.5 2.0C

um

ula

tive

dis

trib

uti

on

Crack width (mm)

B

A

Fig. 3Massenänderung durch Verdunstung (a), Setzen (b), Kapillardruck (c) und kumulative Rissbreiten -verteilung (d) der Betone mit variablem w/z und Zementleimvolumen.Mass change due to evaporation (a), settlement (b), capillary pressure (c) and cumulative crack widthdistribution (d) for concrete mixtures with variable w/c and paste volume.

(a) (b)

(c) (d)

Verdankung/AcknowledgementDieses Projekt wurde durch die cem-suisse finanziell unterstützt (Früh -schwinden von Beton, Projekt200901). Die Autoren möchtenPatrick Fontana (BAM), Beat Münchund Walter Trindler (Empa) für ihreUnterstützung bei der Entwicklungder Versuchseinrichtung und MarcelKäppeli, Köbi Burkhard und KurtPfeiffer für deren Hilfe bei derVersuchsdurchführung danken.

This study was sponsored by cemsuis-se (Frühschwinden von Beton, project200901). The authors thank PatrickFontana (BAM), Beat Münch andWalter Trindler (Empa) for their helpin developing the experimental setupand Marcel Käppeli, Köbi Burkhardand Kurt Pfeiffer for their help withthe experiments.

27

1.0) and the width of thesescracks. The first two mixtures (A and B)have high cement paste contentand low w/c, resulting in littlebleeding and early-age cracking(Fig. 3). Mixtures C and E exhibithigh bleeding, resulting in smallmaximum pore pressures and nocracks. Mixture D (91% of pastevolume with respect to A) bleedslittle, but shows also little settle-ment, low pore pressures and nocracks. Apparently, particle-to-particle contacts are prevalent inthese mixtures not only for theaggregate, but also for thecement. Accordingly, the porepressures and the settlement arelimited and no cracking occurs.Moreover, because of the smallamount of bleeding water, menis-ci retreat quickly below the con-crete surface, so that the stressesat the surface are likely to besmall. This mechanism might alsoexplain the reduced evaporationrate of D after a few hours (Fig. 3).

Influence of cement finenessThree concrete mixtures with w/c0.50 were produced correspon-

lare kann die Messung des kapil-laren Unterdrucks unterbrochenwerden. Es handelt sich dabei umein Messartefakt. Die kumulati-ven Rissbreitenverteilung zeigtdie relative Risslänge bezogenauf die Prüfkörperbreite (beidePrüfkörper vollständig gerissen =1,0) und die Breite dieser Risse.Die ersten beiden Betone (A undB) weisen ein hohes Zementleim -volumen und einen tiefen w/zauf, der zu geringem Bluten undfrüher Rissentstehung führt (Fig.3). Die Betone C und E blutenstark, was zu geringem Unter -druck und keinen Rissen führt.Beton D (91% des Zementleim -volumens bezogen auf Beton A)blutet wenig, zeigt aber auchwenig Setzen, kleinen Unterdruckund keine Risse. Offensichtlichsind die Partikel-Partikel-Kontak -te in diesen Betonen nicht nurbezogen auf die Gesteinskörnungsondern auch bezogen auf denZement massgebend. Überein-stimmend sind Unterdruck undSetzen klein und es entstehenkeine Risse. Zudem fallen dieWassermenisken wegen des ge -ringen Blutens schnell unter dieBetonoberfläche, weshalb dieSpannungen an der Oberflächeklein sein dürften. Dieser Mecha -nismus kann wahrscheinlich auchdie tiefe Verdunstungsrate desBetons D erklären (Fig. 3).

Einfluss der ZementfeinheitZusätzlich zum Beton A wurdennoch zwei weitere Betone mitidentischer Rezeptur (Betone Fund G, Fig. 2) hergestellt. Die bei-den Betone unterschieden sich nurin der Feinheit des verwendetenZements vom mit CEM I 42,5 N(Blaine-Wert = 3150 cm2/g) herge-stellten Beton A: 2530 cm2/g fürCEM I 32,5 N und 4510 cm2/g fürCEM I 52,5 R.Es fällt auf, dass das Bluten inversproportional zur Zementfeinheitist. Der Beton F, hergestellt mitCEM I 32,5 N, blutet doppelt soviel wie Beton A und etwa achtMal mehr als der mit CEM I 52,5 Rhergestellte Beton G. Die Verdunstung ist während derersten zwei Stunden in allen dreiBetonen vergleichbar. Nachher

ding to mixture A (concrete F andG, Fig. 2). They differed only forthe Blaine fineness of the Port landcement: 2530 cm2/g for CEM I 32.5N, 3150 cm2/g for CEM I 42.5 Nand 4510 cm2/g for CEM I 52.5 R.It is noticed that bleeding is inver-sely proportional to cement fine-ness. Concrete F with CEM I 32.5 Nbleeds about twice as much asconcrete A and about eight timesmore than concrete G with CEM I52.5 R.The evaporation is similar in allmixtures in the first 2 hours, afterwhich it decreases for concrete G.The settlement of the fresh con-crete is highest for concrete Aand lowest for concrete F. Theunderpressure in the pore fluid isproportional to the fineness ofthe cement. None of the fourtested samples of concrete Fcrack ed. In the case of concrete A,4 samples out of 4 cracked. 3 outof 4 samples showed plastic shrin-kage cracks in concrete G. Thesamples of concrete A had widercracks than those of concrete G.

Discussion and conclusionsAll concrete components andtheir proportions have a poten tialimpact on the risk of cracking dueto early shrinkage. In order ofimportance for the risk of crack -ing:– water-cement ratio: The highest

risk of cracking is present at aw/c in the range 0.45 to 0.55. Ifthe w/c is higher, the concreteshows high bleeding, so that afilm of water on the concretesurface is present for a longtime. This prevents or delaysthe buildup of capillary pressu-res. In the case of low w/c, theconcrete bleeds little. How -ever, because even in the fineparticle range particle-to-parti-cle contacts are prevalent, littlesettlement occurs and the me -nisci retreat quickly beneaththe surface. This results also inlow capillary pressures andultimately in little cracking.

– fineness of the cement: Thisparameter affects the processof cracking in two differentways. First, bleeding decreaseswith increasing fineness of the

Literatur/References[1] TC. Powers; The properties offresh concrete. John Wiley & Sons,New York, 1968, 686 pp. [2] P. Lura, BJ. Pease, G. Mazzotta, F.Rajabipour, WJ. Weiss; Influence ofshrinkage reducing-admixtures onthe development of plastic shrinkagecracks. ACI Materials Journal 104 (2)(2007) 187–194.[3] P.Lura, C. Di Bella, P. Fontana, W.Trindler, B. Münch, A. Leemann; Anadvanced experimental setup tostudy plastic shrinkage cracking ofconcrete. Proc. SMAR 2011, Dubai,United Arab Emirates, February 8–10,2011.[4] A. Radocea; A model of plasticshrinkage. Magazine of ConcreteResearch 46 (167) (1994) 125–132.[5] C. Qi, J. Weiss, J. Olek; Charac te ri -zation of plastic shrinkage cracking infiber reinforced concrete using imageanalysis and a modified Weibullfunction. Materials and Structures 36(260) (2003) 386–395.

28

nimmt sie beim Beton G stark ab.Beton A setzt sich am meistenund Beton F am wenigsten. Derkapillare Unterdruck ist propor-tional zur Zement fein heit. Keineder vier mit CEM I 32,5 N herge-stellten Prüfkörper riss. Im Fallvon Beton A rissen vier der vierPrüfkörper. Drei der vier Prüf kör -per beim Beton G entwickeltenplastische Schwindrisse, die aller-dings schmaler waren als beimBeton A.

Diskussion und Schluss -folgerungenAlle Betonbestandteile und ihrverhältnismässiger Anteil habeneinen potenziellen Einfluss aufdas Risiko der Bildung plastischerSchwindrisse. In der Reihenfolgeder Wichtigkeit für das Risiko derRissbildung sind dies: – Wasserzementwert: Das höchs -

te Rissrisiko liegt bei einem w/zvon 0,45 bis 0,55. Ist der w/zhöher, blutet der Beton stark,sodass sich über lange Zeit einWasserfilm auf seiner Oberflä -che halten kann. Dies verhin-dert oder verzögert zumindestden Aufbau eines kapillarenUnterdrucks. Im Fall eines tie-fen w/z blutet der Beton nurwenig. Weil allerdings vielePartikel-Partikel-Kontakte vor-handen sind, setzt sich derBeton nur wenig und dieWassermenisken fallen schnellunter die Betonoberfläche.Dies hat nur geringen kapilla-ren Unterdruck und ein kleinesRissrisiko zur Folge.

– Zementfeinheit: Dieser Para -me ter beeinflusst die Rissbil -dung auf zwei Arten. Erstenswird das Bluten mit steigenderFeinheit des Zements verrin-gert. Entsprechend steigt dasRissrisiko. Zweitens steigt derKapillardruck mit steigenderFeinheit des Zements, wasebenfalls zu einer Erhöhung

cement. Correspondingly, therisk of cracking increases. Se -cond, the capillary pressureincreases with increasing fine-ness of the cement, whichincreases the risk of cracking aswell. However, if cement isground finely it might reactfaster and the cracking riskmight be reduced by an earlystrength gain.

– cement paste volume: In thecase of low cement paste volu-mes, the aggregates form aspatial structure with nume-rous grain-to-grain contacts,which results in small capillarystresses. At high cement pastevolumes, the risk of crackingcan be estimated on the basisof the w/c ratio.

Concrete should always be cured.Immediate curing after casting,and not with a delay of 3–4 hours,is especially important for concre-te with high cracking risk. Thecrack ing risk can be increased byenvironmental conditions increas -ing the evaporation rate, likehigh wind speed, high tempera-ture or low relative humidity.

des Rissrisikos führt. Allerdingskann feingemahlener Zementschneller hydratisieren, wasdas Rissrisiko durch eine früheFestigkeitsentwicklung wiederreduzieren kann.

– Zementleimvolumen: Im Falleeines kleinen Zementleimvolu -mens kann die Gesteinskör -nung eine räumliche Strukturmit zahlreichen Partikel-Parti -kel-Kontakten bilden, wodurchdie kapillaren Spannungenklein gehalten werden. Beieinem hohen Zementleim volu -men kann das Rissrisiko überden verwendeten w/z abge-schätzt werden.

Beton sollte immer nachbehan-delt werden. Speziell bei Betonmit hohem Rissrisiko hat dieNachbehandlung unmittelbarnach dem Einbau und nicht erstnach 3 bis 4 Stunden zu erfolgen.Es gilt auch zu beachten, dassWitterungsbedingungen, die zueiner hohen Verdunstungsrateführen, wie hohe Windge schwin -digkeit, hohe Temperatur undtiefe Luftfeuchtigkeit, das Rissrisi -ko erhöhen.

Autoren/Authors

Pietro LuraProf. Dr. Eng.Empa and Institute for BuildingMaterials, ETH-ZurichCH-8092 Zurichpietro.lura@empa.ch

Andreas LeemannDr. sc. nat, dipl. Geol. ETHEmpa, Swiss Federal Laboratories forMaterials Science and TechnologyCH-8600 Dübendorfandreas.leemann@empa.ch

Carmelo Di BellaM. Sc. Eng.Empa, Swiss Federal Laboratories forMaterials Science and TechnologyCH-8600 Dübendorfcarmelo.dibella@empa.ch

29

EinleitungDas Strassennetz bildet einen wich -tigen Bestandteil der Infra struk -tur eines Landes, sowohl für denPersonen- als auch für den Güter -verkehr. Überlegungen zum Res -sourcenverbrauch und zur Um -weltbelastung führen kaum zueiner Beschränkung von Mobi litätoder Frachtvolumen; sie liefern je -doch willkommene Argu men tezur Verflüssigung des Verkehrs,zur Erhöhung der Achs lasten undzur Reduktion des Anteils anLeerfahrten. Damit nimmt die Be -anspruchung der Infrastruktur, ins -besondere auch der Kunst bau ten,stetig zu. Die zugelassenen Achs -lasten steigen, werden bisweilenauch überschritten und die Fre -quenz nimmt ebenfalls zu. Be -züglich Ermüdung sind jene Bau -teile am meisten betroffen, dieunmittelbar von den Rädern derFahrzeuge belas tet werden, denndort ergibt nicht nur jede Fahr -zeug-, sondern jede Achsüber fahrteine massgebende Spannungsdif -fe renz. Damit ist bei kleinerenTrag werken, wie Rah men für Un -terführungen und Durchlässe, amehesten mit Ermü dung zu rechnen.Das Phänomen der Ermüdung istbei Metallen an sich gut erforscht;beim Stahlbeton, wo die Beweh -rung auf vielfältige Weise mitdem Beton zusammenwirkt, gibtes jedoch noch Lücken. Über dieErmüdung des Betons selbst istnoch wenig bekannt; allerdingsist er in der Regel nicht massge-bend für das Ermüdungs ver hal -ten des Bauteils. Die Ermüdungs -nachweise der einschlägigen Nor -men sind deshalb nach demVorsorgeprinzip konservativ aus-gelegt und die Ermüdungs sicher -heit kann bei manchen Tragwer -ken rechnerisch nicht normenge-mäss nachgewiesen werden.

IntroductionThe road network is an importantasset of any country for both pas-senger and freight traffic. Con -siderations regarding use of re -sources and environmental im -pact are having very little successin restricting mobility or freightvolume, however they strengthenthe arguments for improving traf-fic flow, increasing axle loads andreducing the number of unneces-sary journeys. Thus, the demandsplaced on the infrastructure,especially engineering structures,continue to increase. The permit-ted axle loads are being increas -ed. Despite this, sometimes theyare still exceeded. The frequencyof journeys is increasing as well.With regard to fatigue, the struc-tural elements that suffer mostare those directly loaded by thewheels of the vehicles, becausethere not only every vehicle butalso every axle load causes a signi-ficant stress difference. There fore,small structures like frames forunderpasses and culverts are mostlikely to be prone to fatigue.The phenomenon of fatigue inmetals is well researched, but inthe field of reinforced concrete,in which the reinforcement inter-acts with the concrete in intricateways, gaps in our knowledge stillexist. Data on the fatigue of theconcrete itself however is not ingeneral decisive for the fatiguebehaviour of a structural member.That is why the methods of verifi-cation for fatigue given in therespective codes are conservative,to be on the safe side, and thusfor many structures the structuralsafety with regard to fatigue can-not be verified by calculationsbased on these codes.Moreover, hardly any concretestructures with fatigue damage

Anderseits sind kaum Ermüdungs -schäden an Stahlbetontrag wer kenbekannt, obwohl sie eigentlichrech nerisch schon hätten auftre-ten müssen. Allenfalls wurden siebisher einfach nicht entdecktoder einem andern Schädigungs -mechanismus zugewiesen oderdie erforderlichen Lastwechsel -zah len wurden noch nicht er -reicht.Ein Forschungsprojekt an der ETHZürich, das von cemsuisse mass-geblich unterstützt wurde, mach-te sich zum Ziel, das Ermüdungs -verhalten von Stahlbetonbrückenexperimentell und rechnerischbesser zu erfassen und führte zueiner Promotionsarbeit [1]. Dieseswar verknüpft mit einem weite-ren Projekt der Brückenforschungdes Bundesamts für Strassen, umErmüdungsbrüche von Beweh -rungs stäben mit der magneti-schen Streufeldmethode zerstö-rungsfrei zu erkennen [2].

Ermüdungsversuche mitBetonstahlForschung zur Ermüdungs festig -keit von Betonstahl wurde bis indie 1980er-Jahre intensiv betrie-ben und war Grundlage derheute verwendeten Betriebsfes -tig keitskurven der einschlägigenSIA-Dokumentation [3] und deraktuellen europäischen Norm [4].Unsere Fragestellung war, ob dieinzwischen veränderten Fabrika -tions prozesse und die allenfallsgeänderte Rippengeometrie oderder Einsatz in einem Bauwerk dieErmüdungsfestigkeit von Beton -stahl beeinflussen. Der Abbruchdes Ponte Moesa in Roveredo GRund der Vogelsangbrücke beiTurgi AG ermöglichte die Entnah -me von total 33 Bewehrungsstä -ben verschiedener Durchmesserder Sorten «naturhart» (Box) und

Versuche und physikalisches Berechnungsmodell zurErmüdung von StahlbetonbrückenTests on and physical calculation model for fatigue inreinforced concrete bridges

Thomas Vogel, Patrick Fehlmann

30

have been identified, althoughaccording to such calculationssuch damage should have alreadyoccurred. Either it has not yetbeen detected or it has beenattributed to another deteriorati-on mechanism, or the necessarynumber of load cycles has notbeen reached.A research project of ETH Zurichthat was well supported by cem-suisse aimed at a better under-standing of the fatigue behaviourof reinforced concrete bridgesboth experimentally and theore-tically formed the basis of a PhDthesis [1]. The project was relatedto another one supported by theSwiss Federal Road Office, whichaimed at detecting fatigue failurein reinforcing bars non-destructi-vely by applying the magneticflux leakage method [2].

Fatigue tests with reinforcing steelResearch on the fatigue strengthof reinforcing steel was intensive-ly carried out up to the nineteen-eighties and formed the basis forthe fatigue strength curves in therespective documentation of SIA[3] and the current European code[4]. The question was, whetherthe altered fabrication processes,the possibly modified rib geome-try, or application in a structuremay influence the fatigue strength

«kaltverformt» (Torstahl 40), diein den 1950er-Jahren eingebautworden waren. Sie wurden mit jezehn neuen Stäben von aus derWalzhitze vergütetem Stahl (BSWTempcore) und aus warmgewalz-tem Ringmaterial (topar-R) vergli-chen. Figur 1 zeigt die Versuchs re -sul tate aufgetragen im doppelt-logarithmischen Wöhler diagramm.Als wichtigste Parameter für dieErmüdungsfestigkeit haben sichOber flächenbeschaffenheit, Rip -pen geometrie und Herstellungs -prozess erwiesen. Letzterer istauch für die Streuung massge-bend; hingegen scheint dasProduktionsjahr nicht relevant zusein.

Grossversuch an einemStahlbetonrahmenEine Analyse der National stras sen -brücken im Aargau ergab, dass121 einfeldrige Brücken zu denermüdungsgefährdeten Rahmenund Platten gehören. Als typischeBrücke erwies sich ein offenerRechteckrahmen mit Baujahr1967, Spannweite 6,69 m undBreite 27,35 m. Diese und weitereMasse dienten der Konzeptiondes Versuchskörpers, allerdingslediglich mit einer Breite von 3 m,was gerade einem fiktiven Fahr -streifen nach Einwirkungs norm[5] entspricht. Der effektive Ver -suchs körper wurde im Massstab

of reinforcing bars. The demolitionof the Ponte Moesa in Roveredoand the Vogelsang Bridge nearTurgi gave the opportunity tosample in total 33 reinforc ingbars of different diameters of the“types” (products) ”self-harden -ing” (Box) and ”cold-form ed” (Tor -stahl 40) that had been installedin the nineteen-fifties. They werecompared with ten new bars oftempered rod steel (BSW Temp -core) and hot-rolled steel fromthe roll (topar-R), respectively.Figure 1 shows the test results,de picted in an SN-diagram withlogarithmic scales for both axes.Surface condition, rib geometryand production process haveprov ed to be the most importantparameters, the latter beingresponsible for the scatter, where-as the production date does notseem to be relevant.

Large-scale test on a reinforced concrete frameAn analysis of the national motor-way bridges in the canton ofAargau revealed 121 single spanbridges that, since they wereframes and slabs, are subject tofatigue. The typical bridge wasan open frame constructed in1967 with a span of 6.69 m and awidth of 27.35 m. These dimen -sions among others served todesign the test specimen with a

104

105

106

107

100

1000

N B

Δσ s

[N/m

m2]

naturhart (Box)Torstahl 40BSW TempcoreRingmaterial (topar-R)naturhart (Box ultra)Torstahlcold−worked, Torsteelcold−worked, square−twistedTempcore 400Y

500

[–]

Fig. 1

Versuchsresultate der 45 gebrochenen eigenen Stäbe (schwarz) und von 100 Stäbenanderer Autoren (weiss und grau).Test results for 45 of our own broken bars (black) and for 100 bars of other authors(white and grey).

31

1:2 erstellt und in den Drittels -punkten des Riegels mit hydrauli-schen Pressen belastet (Fig. 2).Die Belastung wurde so festge-legt, dass die äussere Bewehrungin der Rahmenecke Spannungs -wechsel von 220 N/mm2 erfahrensollte. Dies erforderte pro Zylin -der eine Belastungsdifferenz von100 kN, was mit einer Unterlastvon 20 kN und einer Oberlast von120 kN realisiert wurde. Da dieRahmenecke der am höchstenbeanspruchte Bereich ist und dieErmüdungsfestigkeit eine Streu -ung von etwa 30 N/mm2 aufweist,konnte damit gerechnet werden,dass dort einzelne Ermüdungs -brüche bereits nach 1 Mio. Last -wechsel auftreten würden. Figur 3zeigt schematisch den detaillier-ten Versuchsablauf.Mit einer ebenen Rahmenberech -nung konnte gezeigt werden,dass mit der aufgebrachten Belas -tung und unter Beachtung derMassstabsgesetze im Riegel etwadieselben Momente wie mit demLastmodell 1 für Strassenverkehr

width of only 3 m, however,which corres ponds to a fictitiouslane accord ing to the SIA code”Actions on Structures” [5]. Theactual test specimen was scaledusing a factor 1:2 and loaded byhydraulic jacks in the third pointsof the beam’s span (Fig. 2).The loading was determined suchthat the outer reinforcement inthe frame corner would experien -ce a stress difference of 220 N/mm2.This required a load difference of100 kN per jack and was achievedusing a lower load of 20 kN andan upper load of 120 kN per jack.Since the frame corner is the moststressed zone and the fatiguestrength has a variance of about30 N/mm2, the first fatigue failu-res could be expected to takeplace there already after 1 millionload cycles. Figure 3 shows thede tail ed test sequence schemati-cally.A plane frame analysis showedthat by applying these loads andconsidering the scaling lawsabout the same moments arise as

der Einwirkungsnorm SIA 261(2003) [5] auftreten.Mit festverdrahteten, kontinuierli -chen Messungen wurden zweiho rizontale und fünf vertikale ab -solute Verschiebungen, die Kol -ben wege der beiden Zylinder,acht Längenänderungen auf Be -ton oberflächen, fünf Dehnun genauf Bewehrungen, zwei Riss öff -nungen, drei Beschleunigungen,zwei Kolbenkräfte, der Differenz -druck der beiden Kolben und dieTemperatur erfasst. Zwischen denMesszyklen wurde zudem dasVer schiebungsfeld mit Deforme ter -messungen an 706 Messstre ckenaufgenommen. Weitere Detailssind in [6] enthalten.Die Dehnmessstreifen (DMS) aufden Bewehrungen waren vonzylindrischen Schutzdosen umge-ben, die eine Sollbruchstelle fürden Beton ergaben. Somit warauch sichergestellt, dass dieStahldehnungen im Riss gemes-sen wurden. Dies ist besonderswichtig, da an den Einspan nun -gen der Stützenfüsse weder

Fig. 2

Versuchskörper mit Belastungseinrichtung.Test specimen with loading set-up.

1

2

3

4

5

6

7

8

9

10

1

2

3

4

5

6

7

8

9

10

Versuchskörper

Hydraulischer Zylinder

Lastverteilträger HEB 300

Kipplager

Distanzhalter ROR 48.3

DYWIDAG Spannglieder Ø 36 mm

Lastverteilträger UPE 300

Longarine UNP 300

Aufspannbodeny x

z

F F

F = 20...120 kN

250

200

1200 1200 1200

1040

025

00

strong floor

specimen

hydraulic jack

load distribution girder

articulated bearing

distance piecevorgespannte Gewindestäbe Ø 24 mmthreaded rod Ø 24 mm

load distribution girder

load distribution girder

DYWIDAG tendons Ø 36 mm

32

with load model 1 for road trafficin the code SIA 261 (2003) [5].Two horizontal and five verticalabsolute displacements, thepiston strokes of both jacks, eightelongations on the concrete sur-faces, five strains on the reinfor-cement, two crack openings,three accelerations, two jack for-ces, the pressure difference of thejacks and the temperature wererecorded with hard-wired conti-nuous measurements. In addition,the displacement field was tracedusing demountable deformeterson 706 measurement lengths.More details are available in [6].The strain gauges attached to thereinforcing bars were protected

Kräfte noch Momente gemessenwerden konnten.Alle Verformungsgrössen zeigteneine stetige Zunahme über diegesamte Versuchsdauer; mässigzu Versuchsbeginn, gefolgt voneiner annähernd konstantenPhase und einer starken Zunahmegegen das Versuchsende hin. AusLastumlagerung am statischunbestimmten System konnteneinzelne Messgrössen auch wie-der abnehmen.Figur 4 zeigt die Entwicklung derDurchbiegung in Riegelmitte unddie horizontale Auslenkung einerRahmenecke. Da sich der Rahmennach rechts bzw. Osten neigte, tra-ten in der rechten Ecke die gröss-

by cylindrical boxes that caused apredetermined breaking pointfor the concrete. This ensuredthat steel strains were measuredin the crack. This is an importantissue, since at the fixed-base sup-ports neither moments nor forcescould be measured.All deformation readings showeda continuous increase over thewhole test period: moderate atthe beginning, followed by analmost constant phase and astrong increase towards the endof the test. Due to load redistri-bution in the hyperstatic system,some measured values could alsodecrease. Figure 4 shows thedevelopment of the deflection at

0

50

100

150

t

F[k

N]

periodischeMessungen

periodischeMessungen

periodischeMessungen

periodischeMessungen

120 kN

20 kN

statische Laststufen m Lastzyklen Messzyklus n Lastzyklen Messzyklusstatic loading m load cycles n load cyclesmeasuring cycle measuring cycle

periodicmeasurements

Fig. 3

Schematischer Versuchsablauf.Schematic test sequence.

Fig. 4

Entwicklung der a) vertikalen und b) horizontalen Verschiebungen mit der Lastwechselzahl.Development of a) vertical and b) horizontal displacements with the number of load cycles.

0 0.5 1 1.5 2 2.50

10

20

30

40

50

N [·106]

wm

itte

[mm

]

max (120 kN)min (20 kN)

0 0.5 1 1.5 2 2.5−10

−8

−6

−4

−2

0

N [·106]

u eck

e[m

m]

(a) (b)

33

ten Spannungen und in der Folgeauch die meisten Brüche auf. BeiAbbruch der dynamischen Belas -tung nach 2 665 000 Lastwechselnwaren in der Ecke Ost alle 25 Stä -be gebrochen, in der Ecke Westnur einer von 25 und im Feld be -reich acht von 18. An schliessendwurde der Überdeckungsbetonim Eckbereich aussen entferntund die Bewehrung freigelegt(Fig. 5). Die visuelle Differenzie -

mid-span and the horizontal dis-placement of the frame corner.Since the frame inclined to theright or eastward, the largeststresses occurred in the right cor-ner, and subsequently most of thefailures took place there. Whenthe dynamic testing was stoppedafter 2,665,000 load cycles all 25 bars of the eastern corner hadfailed, but only one at thewestern corner and eight out of18 at mid-span. Subsequently, theconcrete cover in the corner regi-on was removed and the reinfor-cement exposed (Fig. 5). A vi sualdifferentiation of orienta tion androughness of the fracture surfacesindicated six ductile failures atthe eastern corner. All other men-tioned failures may be classifiedas fatigue failures.Already during the measurementcycles of the dynamic loading, themagnetic flux leakage methodwas applied to try to identify bro-ken bars by non-destructive mea-sures. Figure 6 shows the compa-rison of fai lures, identified byjumps in steel strains and by dis-continuities of the magnetic fluxfield. Such a diagram, however,does not contain all the informa-tion that has been used to iden -tify breaks; an intermission of thetest for in stance, as occurred after0.2 mil lion load cycles, also pro -voked a jump in the measuredstrains.

rung von Orientierung und Rauig -keit der Trennflächen deutete beider Ecke Ost auf sechs Verfor -mungsbrüche hin. Alle andernerwähnten Brüche wurden alsErmüdungsbruch klassiert.Bereits in den Messzyklen derdynamischen Belastungen wurdemit der magnetischen Streufeld -methode versucht, Stabbrüche zer -störungsfrei zu erkennen. Figur 6zeigt die Gegenüberstellung vonerkannten Brüchen anhand plötz-licher Zunahme von Deh nun genund anhand von Messun gen desmagnetischen Streufelds. Eine sol -che Darstellung enthält jedochnicht alle Informationen, die fürdas Erkennen von Brüchen beige-zogen wurden; zum Beispiel hatder länge re Versuchsunterbruchnach 0,2 Mio. Lastwechsel eben-falls einen Sprung in den gemes-senen Dehnungen bewirkt.

Modellierung desErmüdungsverhaltensIm Rahmen der Dissertation wurdeauch ein physikalisch-mechani-sches Modell entwickelt, um dasErmüdungsverhalten eines Stahl -betontragwerks numerisch zu si -mu lieren. Es beruht auf klassi-schen Annahmen der Elastostatikgerissener Querschnitte mit de -ter ministischen Eingabegrössen.Lediglich die Ermüdungs festig -keit des Betonstahls wird als pro-babilistisch (normalverteilt) ange-

Fig. 5

Aufsicht Rahmenecke Ost nach Entfernen der Betondeckung. Die Kreise kennzeichnen die Stäbe,die in der Abbiegung gebrochen waren; die Dosen mit den DMS sind durch die Zuführdrähteerkennbar.View on the frame’s eastern corner after removal of the concrete cover. The circles denote breaksin the bend of the bars; the boxes with the strain gauges are identifiable by their wiring.

Referenzen/References[1] P. Fehlmann; Zur Ermüdung vonStahlbetonbrücken, IBK Bericht Nr.335, Februar 2012, 147 pp.[2] T. Wolf; Zur Detektion von Beton -stahlbrüchen mit der magnetischenStreufeldmethode, IBK Bericht Nr.346, Dezember 2012, 117 pp.[3] SIA; Ermüdung von Betonbauten,SIA Dokumentation No. D 0133,Zürich, 1997, 51 pp.[4] CEN; Norm SN EN 1992-1-1:2004,Eurocode 2: Bemessung und Kons -truk tion von Stahlbeton- und Spann -betontragwerken – Teil 1-1: Allge -meine Bemessungsregeln und Regelnfür den Hochbau, 2004, 246 pp.[5] SIA; Norm SIA 261, Einwirkungenauf Tragwerke, 2003, 114 pp.[6] P. Fehlmann, T. Wolf, T. Vogel;Versuche zum Ermüdungsverhaltenvon Stahlbetonbrücken, IBK BerichtNr. 332, Mai 2011, 95 pp.[7] M. Schläfli; Ermüdung von Brücken - fahrbahnplatten aus Stahlbeton, Dis -ser tation, EPFL, Lausanne, 1999, 113 pp.[8] H. Lambotte et al.; Essais de flexionsur poutre en béton armé, parties 1 à3, Centre scientifique et technique dela construction, Bruxelles, 1963/1965/1969.

34

Modelling of fatigue behaviourWithin the framework of the PhDthesis a physical mechanicalmodel was developed to numeri-cally simulate the fatigue beha-viour. It is based on the classicalassumptions of elastic-static ana-lysis of cracked concrete cross sec-tions with deterministic parame-ters. Only the fatigue strength ofreinforcing steel is considered asprobabilistic (normally distribut -ed), which also in analysis leads tobars failing one after the other,with redistribution of the load tothe remaining intact bars. Up tonow, the fatigue testing of stati-cally determinate single beams ofSchläfli [7] and Lambotte et al. [8]have been recalculated and asatisfactory level of agreementwas achieved.

ConclusionsFatigue of reinforcing steel insmall reinforced concrete roadbridges is a deterioration mecha-nism that has to be observed,because with time such framesand slabs of moderate size arereaching stress differences andload cycles where fatigue becomesan issue. Due to the variation offatigue strength, deterioration

nommen, was dazu führt, dassauch rechnerisch ein Stab nachdem andern bricht und die Lastjeweils auf die noch intaktenStäbe umgelagert wird. Vorerstwurden Ermüdungsversuche anstatisch bestimmten Balken vonSchläfli [7] und Lambotte et al. [8]nachgerechnet und eine befriedi-gende Übereinstimmung erzielt.

FolgerungenDie Ermüdung des Betonstahls inkleineren Stahlbeton strassen brü -cken ist ein Schädigungsmecha -nis mus, der im Auge behaltenwerden muss; erreichen doch klei-nere Rahmen- und Plattentrag -wer ke auf hochfrequentiertenStras senabschnitten langsamSpan nungsdifferenzen und Last -wechselzahlen, die ermüdungsre-levant sind. Infolge der Streuungder Ermüdungsfestigkeit erfolgtdie Schädigung kontinuierlichund ist von Deformationen undsoweit möglich auch von Span -nungs umlagerungen begleitet.Die zerstörungsfreie Entdeckungvon Ermüdungsbrüchen mit dermagnetischen Streufeldmethodezeigt im Labor ermutigendeAnfangserfolge, muss aber fürFeldanwendungen noch weiter-entwickelt werden.

proceeds continuously, accompa-nied by deformations and stressredistributions as far as possible.The non-destructive detection offatigue failures by the magneticflux leakage methods showsencouraging initial success in thelaboratory, but has to be furtherdeveloped for application in prac-tice.

Autoren/Authors

Thomas VogelProf., dipl. Bauing. ETH/SIAInstitut für Baustatik undKonstruktionETH ZürichCH-8093 Zürichvogel@ibk.baug.ethz.ch

Patrick FehlmannDr. sc. ETH Zürich, dipl. Bauing. ETHLocher Ingenieure AGCH-8022 Zürichpatrick.fehlmann@locher-ing.ch

0 0.5 1.0 1.5 2.0 2.50

200

400

600

800

N [·106]

σ s[N

/mm

2]

möglicher Bruchzeitpunkt

DMS 2DMS 4

Messungen mit MS-Methode25 21 15 12 10 ?

5 100

Anzahl intakte Stäbe DMS

Anzahl intakte Stäbe MS-Methode

25 19 9number of sound rebars MFL-method

number of sound rebars strain gauges

strain gauge 2strain gauge 4

measurements with MFL-method

possible moment of failure

Fig. 6

Gegenüberstellung der Brüche, erkannt anhand von Dehnungssprüngen im Stahl undanhand von Diskontinuitäten des magnetischen Streufelds.Comparison of failures, identified by jumps in steel strains and by discontinuities of themagnetic flux field.

35

EinleitungLamellen aus Carbonfaser-verstär-kem Kunststoff (CFK) sind wegenihrer hohen Zugfestigkeit (ft,u >2000 MPa), ihrer hohen Korro -sions beständigkeit sowie ihresgeringen Gewichts (ρ≅1,6 g/cm3)und der daraus resultierendeneinfachen Handhabung auf derBaustelle eine erprobte Verstär -kungs massnahme für bestehendeStahlbetonbauten. Die Lamellenwerden mit einem Epoxidharz aufden Betonuntergrund geklebt.Das zusätzliche Vorspannen er -mög licht ein effizienteres Ausnut -zen der mechanischen Eigen -schaf ten. Zur Vermeidung einesfrühzeitigen Delaminierens musseine funktionierende Veranke -rung sichergestellt werden. Zurzeitsind mehrere mechanische Veran -kerungstypen für CFK-Lamellenauf dem Markt erhältlich. Übli-cherweise sind Ankerplatten undpermanente Dübel notwendig,was sich allerdings negativ aufdas Erscheinungsbild auswirkt.Deshalb wurde an der Empa dieGradientenverankerung [1] ent-wickelt. Die Idee besteht darin,eine reine Beton-Harz-Lamellen -verbindung ohne bleibende me -cha nische Verankerungsteile zuerzeugen. Die Vorteile sind redu-zierter Unterhalt an Stahlteilen,eine verbesserte Ästhetik undeine geringere Konstruktions -höhe.

Prinzip und Verankerungs -prozedurDie Methode basiert auf einemschnelleren Aushärten des Epoxid -harzes unter hohen Tempera tu -ren. Die Gradientenverankerungwird durch ein segmentweisesHeizen des Harzes sowie an -schlies sendes Ablassen der Vor-spannkraft an beiden Lamellen -

IntroductionCarbon Fiber Reinforced Polymer(CFRP) strips are, due to their hightensile strength ft,u > 2,000 MPa,their resistance against corrosionand their easy handling on site(ρ≅1.6 g/cm3), an efficient techni-que for retrofitting existing rein-forced concrete structures. Gene -rally, the CFRP strips are bondedto the concrete surfaces with anepoxy adhesive. By prestressingthe strips, the excellent mechani-cal performances can be furtherenhanced. An adequate anchor-age is necessary in order to avoida premature debonding failure.Currently several mechanical sys -tems are available on the market,generally requiring the installa -tion of permanent dowels andanchor plates resulting in a lessappealing appearance. As a coun-termeasure, the gradient anchor-age was introduced at Empa [1].The idea is to eventually obtain apurely concrete-adhesive-stripcon nection without any remain -ing mechanical devices. Theadvantages of this method areenhanced durability, improvedaesthetics and a lower construc-tion height.

Principle and procedureThe method is based on the possi-bility of considerably reducingthe necessary curing time of theepoxy adhesive by applying hightemperature. The gradient-an -chor age is characterized by a seg-ment-wise adhesive heating andsubsequent gradual prestressforce decrease symmetrically atboth strip ends [2]. If the initialprestrain of the strip is too high,the risk of debonding failure isimminent if the total force isreleased in one step. With thepresent technique, the total pre-

enden ermöglicht [2]. Wird diegesamte Vordehnung der Lamellemit einem einmaligen Ablassender gesamten Vorspannkraft über -tragen, ist das Risiko einer De la -mination sehr gross. Das Verteilender Gesamtkraft über mehrereSektoren reduziert die auftreten-de Schubspannung. Eine schema-tische Darstellung eines solchenVorspannkraft-Gradienten ist inFigur 1 zu sehen. Die zu befolgen-de Prozedur kann in folgende

Gradientenverankerung für vorgespannte CFK-Lamellenim BetonbauGradient anchorage for prestressed CFRP strips bondedto concrete

Julien Michels, Christoph Czaderski, Masoud Motavalli

concrete substrate

....

Fp

Fp

Fp

Fp

F1

F1 F2

F1 F2 Fn-1

F1 F2 Fn-1 Fn

....

Fjack,1

Fjack,2

Fjack,3

Fjack,n=0

l1

CFRP stripadhesive

total gradient length

l2

ln-1

ln

free length outside the gradient

cured

cured

cured

cured

un-cured

un-cured

un-cured

Fig. 1

Schematische Darstellung einerGradientenverankerung [2].Schematic gradient representation [2].

(a)

(b)

(c)

(d)

36

stress force is distributed overseveral segments, resulting in areduced bond shear stress in theend region. A schematic represen-tation of the force gradient isgiven in Figure 1.The procedure is divided into thefollowing steps (see also Fig. 2):1. Drilling of the temporary

anchor bolts for the clamps,the hydraulic jack fixing andthe heating device.

2. Clamping the CFRP strip atboth ends.

3. Installing the heating deviceand the hydraulic jack.

4. Prestressing of the strip bypush ing the clamps towardsthe beam ends using thehydraulic jacks and a handpump.

5. Starting the segment-wiseheat ing and subsequent forcerelease by reducing the oilpressure with a valve.

6. Un-installing of all the compo-nents and cutting the anchorbolts.

7. Cutting of the CFRP strip at theend of the gradient anchor-age.

Schritte unterteilt werden (sieheFig. 2.):1. Setzen der temporären Anker -

dübel für die Klemmen und dieBefestigung von Hydraulik -zylinder und Heizapparatur.

2. Einspannen der Lamelle an bei-den Enden.

3. Installation der Heizapparatursowie des Zylinders.

4. Vorspannen der Lamelle durchdas seitliche Hinausschiebender Klemmen in RichtungBalkenende mit Zylinder undHandpumpe.

5. Starten der segmentweisenHeiz prozedur und Kraftab las -sens.

6. Abbauen der einzelnen Kom -po nenten sowie Abschneidender Dübel.

7. Abschneiden der Lamelle amEnde des Kraftgradienten.

HeizappraturIm Rahmen eines KTI-Projekts (Nr.10493.2 PFIW-IW) wurde zusam-men mit der Schweizer Firma S&PClever Reinforcement CompanyAG eine spezielle Heizapparaturfür Anwendungen auf der Bau -

Heating devicesWithin the framework of theindustrial CTI-project No 10493.2PFIW-IW, heating devices suitablefor practical applications havebeen developed in collaborationwith S&P Clever ReinforcementCompany AG from Switzerland.These heating boxes (Fig. 3) areequipped with 8 heating elementswith a surface of 100x100 mm2. Aspecially programmed Labview-based software allows one todefine a heating duration andprocedure and the subsequentindividual control of the respecti-ve heating elements.

Fig. 2

Installationsprozedur [2].Installation procedure for the different components [2].

AnkerdübelAnchor bolts

VerankerungslängeAnchorage length

AluminiumrahmenAluminium frame

Elektronisches HeizgerätElectronic heating device

KlemmeClampCFK-Lamelle

CFRP strip

Hydraulische PresseHydraulic jack

HeizelementeHeating elements

Fig. 3

Heizapparatur.Heating box.

37

stelle entwickelt. Die Heizboxen(Fig. 3) sind mit 8 Heizelementeneiner Grösse von 100 x100 mm2

versehen. Eine auf Labview ba -sierte Software ermöglicht eineindividuelle Kontrolle der einzel-nen Elemente.

Laboranwendung und sta-tische BelastungsversucheErste Untersuchungen an ver-stärkten Stahlbetonteilen mit vor-gespannten CFK-Lamellen undGradientenverankerung wurdenan der Empa durchgeführt [1-3].Anfangs wurde ein erster Pro to -typ für das Spannen und Heizenverwendet. Die Resultate anBalken mit realen Abmessungenzeigten die Effizienz einer sol-chen Verstärkung mit einer Gra -dientenverankerung. Eine deutli-che Zunahme der Risslast, der Lastbei Fliessen des Betonstahls sowieder maximalen Traglast konntefestgestellt werden. Zusätzlichliess sich zeigen, dass mit einergenügend hohen Vordehnungund einer geringen Lamellen -dicke sogar ein Zugbruch derLamelle erreicht werden kann.Eine zweite Untersuchung [4]zeigt das Verstärken eines 17 mlangen Spannbetonbalkens sowieden anschliessenden statischenBruchversuch an der Empa. Die neu entwickelte Heizappara -tur wurde nun erstmals an Stahl -betonplatten angewendet. DieLamellen mit einem Querschnittvon 100x1,2 mm2 wurden bis auf0,6% vorgedehnt, was etwa einerVorspannkraft von 120 kN ent-spricht. An beiden Enden wurdedie Vorspannkraft in drei Schrit -ten verankert. Zuerst wurde dasEpoxidharz über eine Verbund -länge von 300 mm erhärtet undanschliessend 50 kN der Vor -spann kraft abgelassen. Danachfolgten zwei Sektoren von jeweilseiner Länge von 200 mm undeiner Kraftreduzierung um 35 kN.Am Ende wurde jeweils einzusätzlicher Sektor mit einerLänge von 100 mm ohne eine zuverankernde Kraft ausgeführt.Während der Verankerungs pro -ze dur wurde die Temperatur imHarz Ta mit Sensoren überwacht.Die Entwicklung über die Zeit ist

Laboratory applicationsand testsFirst experimental investigationon retrofitted reinforced concretemembers with prestressed CFRPstrips with a gradient anchoragehas been conducted at Empa [1-3].At the time, a prototype of a pre-stressing and heating system wasused. The results on large-scalebeams demonstrated the efficien-cy of the prestressed CFRP reinfor-cement with gradient anchoragefor structural rehabilitation. Aclear increase in cracking load,yielding load and ultimate load-carrying capacity could be observ -

in Figur 4 gemeinsam mit derTemperatur der Heizelemente Th

sowie der Kraft in den Zylindernund der Dehnung in der freienLänge gegeben. Ein starker Tem -pe raturabfall beim Wärmetrans -fer zwischen Heizelement undHarz von 160 °C auf ungefähr90 °C kann festgestellt werden.Die Höhe der Temperatur im Harz(90 °C) stimmt gut mit einer vor-her optimierten Konfigurationdes gesamten Ablaufs überein [5].Nach dem Verstärken wurden dieBalken in einem 6-Punktbiege ver -such auf ihre Tragfähigkeit unter-sucht. Figur 5 zeigt den Versuchs -

0 20 40 60 80 100 120 1400

20

40

60

80

100

120

140

160

th=25 min

Heating start

�F3

ΔF1

�F2

Forces in the hydraulic jacks F1 and F2

Th,6, Th,7

Th,4, Th,5 Th,8Th,1, Th,2, Th,3

Temperature in the heating elements Th,1

tcool=10 mintcool=10 mintcool=10 min

th=25 min

160°C

Hea

ting

elem

ent t

empe

ratu

re T

h [°C

]

Jack

forc

e F

[kN

]

Time t [min]

th=25 min th=25 min

0

25

50

75

100

125

150

175

200

0 20 40 60 80 100 120 1400

1000

2000

3000

4000

5000

6000

7000

8000

Δεp=0.01 %

Ta,4, Ta,5

Strain εf,1 and εf,2 in the CFRP strip after prestressing (2 strain gauges)

Ta,6

CFR

P te

nsile

stra

in ε f [μ

m/m

]

Time t [min]

Ta,1, Ta,2, Ta,3

Temperature in the epoxy adhesive Ta,i

0

25

50

75

100

125

150

175

200

Adhe

sive

tem

pera

ture

Ta [°

C]

Fig. 4

a) Beispiel der Zylinderkraft- und Temperaturentwicklung (im Heizelement)über die Zeit und b) Lamellendehnung und Harztemperatur über die Zeitwährend der Verankerungsprozedur [2].a) Example of the evolution of the jack force and temperature in the heat -ing element and b) the evolution of the CFRP tensile strain and adhesivetemperature during the gradient installation [2].

(a)

(b)

38

ed. Additionally, it was shownthat a sufficiently high prestrainand a small strip thickness caneventually lead to tensile failurein the CFRP strip. A second large-scale laboratory investigation [4]presented the successful strength -en ing of 17 m long prestressedconcrete girders taken from abridge and tested in the Empalaboratory. The newly developed heatingboxes were first applied tostrength en reinforced concreteplate elements. The CFRP stripswith a cross section of 100x1.2 mm2

were loaded up to a prestrain ofaround 0.6 %, corresponding to aforce of around 120 kN. At bothstrip ends, the prestress force wasreleased in three steps. Initially,the epoxy over a bond length of300 mm was cured at high tempe-ratures for a force transfer ofabout 50 kN. Afterwards, twosegments of each 200 mm bondlength were used for a forcedecrease of about 35 kN. Finally, asegment with a length of 100 mmwas prepared without any remain -ing force to be anchored. Duringthe anchoring procedure, thetemperature in the adhesive Ta

was monitored using thermocou-ples. The evolution in time is pre-sented in Figure 4 together withthe actual applied temperature Th

of the heating elements as well asthe force decrease in the jacksand the CFRP strain in the freelength outside the gradients. A

aufbau. Für das Verstärken derBalken 1 und 3 wurde eine vorge-spannte CFK-Lamelle auf demvorher sauber geschliffenenBeton untergrund verankert. BeiBalken 2 wurde zusätzlich dieLamelle mit Sandpapier aufge-raut, um einen verbesserten Ver -bund zum Harz zu erzielen. BeiBalken 4 wurde die CFK-Verstär -kung an der Betonieroberseite,die erfahrungsgemäss eine gerin-gere Qualität aufweist, ange-bracht. Sämtliche Kraft-Durch bie -gungskurven sind in Figur 6 dar-gestellt. Alle Versuchen zeigtenein Delaminieren der Lamelle beieiner relativ hohen Dehnung.Werte zwischen 1,16 und 1,42 %(die Bruchdehnung liegt bei etwa1,5%) wurden gemessen. Bezüg -lich des Aufrauens der Lamellen -enden kann festgehalten werden,dass die Prozedur kontraproduk-tiv ist und sich in tieferen Trag -lasten als bei Balken 1 und 3 wider -spiegelt. Der Unterschied im Ver -gleich zum Referenzträger (be rech -net anhand einer Quer schnitts -analyse (CSA)) ohne zu sätzlicheVerstärkung (schwarze Linie) istjedoch bei allen Trägern beacht-lich. Zusammenfassend kann fest-gehalten werden, dass die Gra -dientenverankerung sich als effi-zient und tauglich für Bauwerks -verstärkung erwiesen hat.

AusblickZurzeit werden an der Empa wei-tere Versuche durchgeführt. Erste

high temperature loss during thetransfer from the heating ele-ments through the strip to theadhesive of 160 °C to about 90 °Ccan be observed. The obtainedtemperature of about 90 °C in theadhesive was in accordance withpreliminary tests for obtaining anoptimum gradient configuration[5].After strengthening, the beamswere subjected to a 6-point bend -ing test. The setup is shown inFigure 5. Regarding the initialstrengthening configurations,beams 1 and 3 were conventional-ly strengthened with a pre-stress -ed strip bonded to a previouslypolished concrete surface. Forbeam 2, the strip end surface incontact with the underlyingepoxy adhesive was also roughen -ed with sand paper in order toenhance the bond between thetwo components. Lastly, beam 4was strengthened with a strip onthe upper casting side, involving alower concrete quality. The result -ing force-midspan-deflection cur-ves are presented in Figure 6. Allbeams exhibited debonding failu-re of the CFRP strip, though thecorresponding tensile strain of theCFRP strip was very high. Valuesin the range of 1.16 to 1.42% (fai-lure strain circa 1.5%) were ob -serv ed in the CFRP strips. Regard -ing the initial strip roughening, itcan be concluded that the effectis counterproductive, resulting inlower bearing capacities than for

0 20 40 60 80 100 120 140 1600

20

40

60

80

100

120 Beam 2 Beam 3 Beam 4 CSA - unstrengthened CSA strengthened

Tota

l for

ce 4

F [k

N]

Midspan deflection w [mm]

failure level of Beam 1: 4F≈

80 kN

4Fmax,CSA,strip=84.8 kN

theoretical tension failure of CFRP strip

steel yielding

failure occurs at higher deflection

4Fcr,exp

4Fcr,ref

4Fmax,CSA, ref=16.6 kN

Hydraulische PressenHydraulic jacks

CFK-Lamelle mit SpannungsmessungCRFP strip with strain gauges

Fig. 5

Versuchsaufbau.Bending test setup.

Fig. 6

Kraft-Durchbiegungskurven [2]. Force-midspan-deflection curve [2].

39

Anwendungen an Bauwerkensind in Vorbereitung. Im Rahmeneines schweizerisch-polnischenForschungsprojekts (Tulcoempa –in Zusammenarbeit mit der Tech -nischen Universität Łódź) wirdeine Brücke in Polen, bestehendaus fünf vorgefertigten Spannbe -ton trägern, mit vorgespanntenCFK-Lamellen mit Gradienten ver -ankerung für Demonstra tions -zwecke verstärkt (Fig. 7). Zusätz -lich ist ein vom Bundesamt fürStrassen unterstütztes Projektüber die Dauerhaftigkeit solcherKlebeverbindungen im Brücken -bau in Bearbeitung.

beams 1 and 3. Nevertheless, thedifference between these bearingcapacities and that of the un -strengthened (black line) refe-rence beam (calculated with across section analysis (CSA)) is con-siderable. To summarize, the effi-ciency and feasibility of the gra-dient anchorage was demonstrat -ed to be suitable for an adequatestructural strengthening.

OutlookCurrently, further experimentsare being conducted and the firstapplications to existing structuresare being prepared. Within theframework of a Swiss-Polish re -search collaboration (Tulcoempa –in collaboration with TechnicalUniversity Łódź) a prestressedconcrete bridge in Poland will bestrengthened for demonstrationpurposes (Fig. 8). Additionally,durability questions concerninggradient anchorage will be inves -tigated as part of the researchactivities supported by the SwissFederal Road Authorities.

Autoren/Authors

Julien MichelsDr., Ing. civ. dipl. EPFjulien.michels@empa.ch

Christoph CzaderskiDr. Sc., Dipl. Ing. ETHchristoph.czaderski@empa.ch

Masoud MotavalliProf. Dr. sc. techn., dipl. Ing. ETHmasoud.motavalli@empa.ch

Abteilung für IngenieurstrukturenEidgenössische Materialprüfungs-und Forschungsanstalt (Empa)CH-8600 Dübendorf

Literatur/References[1] U. Meier, I. Stöcklin; A NovelCarbon Fiber Reinforced Polymer(CFRP) System for Post-Strengthening,ICCRRR, Cape Town, 2005. [2] J. Michels, J. Sena Cruz, C.Czaderski, M. Motavalli; StructuralStrengthening with Prestressed CFRPStrips with Gradient Anchorage, ASCEJournal of Composites for Construc -tion, accepted for publication, 2013. [3] R. Kotynia, R. Walendziak, I.Stöcklin, U. Meier; RC Slabs strength -ened with Prestressed and GraduallyAnchored CFRP Strips under Mono -tonic and Cyclic Loading, ASCEJournal of Composites for Construc -tion, 15(2), pp. 168–180, 2011.[4] C. Czaderski, M. Motavalli; 40-Year-old Full-Scale Concrete BridgeGirder Strengthened with PrestressedCFRP Plates anchored using GradientMethod, Composites Part B: Engi -neer ing, 43(2), pp. 878–886, 2007.[5] J. Michels, C. Czaderski, R. El-Hacha, R. Brönnimann, M. Motavalli;Temporary Bond Strength of PartlyCured Epoxy Adhesive for anchoringPrestressed CFRP Strips on Concrete,Composite Structures, 94(9),pp. 2667–2676, 2012.

Fig. 7

Brücke mit 5 Spannbetonträgern in Polen.Five-girder bridge in Poland.

2 vorgespannte CFK-Lamellenauf einem Träger2 prestressed CRFP strips onone girder