Komplexe Charakterisierung bitumenhaltiger Bindemittel ...

Schriftenreihe Lehrstuhl für Verkehrswegebau

Band 27

Herausgegeben vom Lehrstuhl für Verkehrswegebau der Ruhr-Universität Bochum

Prof. Dr.-Ing. Martin Radenberg

Michael Gehrke

Komplexe Charakterisierung bitumenhaltiger Bindemittel

anhand temperatur-, frequenz- und belastungsabhängiger Kennwerte

Bochum 2017

Vorwort Asphaltstraßen werden im Laufe ihrer Nutzung zahlreichen variierenden Belastungs-szenarien ausgesetzt. Der hohe Variationsgrad ergibt sich zum einen durch die wet-terbedingten Temperaturveränderungen, die die Steifigkeit des Baustoffgemisches in-folge der temperaturveränderlichen Rheologie des Bindemittels stark beeinflussen. Zum anderen ist durch den Straßenverkehr sowohl eine frequenz- als auch eine last-abhängige Variation der Lasteinträge vorhanden. Auch hieraus ergeben sich unter-schiedliche mechanische Verhaltensweisen des Bindemittels. Die lange Nutzungs-dauer und die vielen Millionen Lastübergänge in dieser Zeit ergeben letztendlich ein äußerst komplexes Beanspruchungshistogramm, das nur unvollkommen beschrieben werden kann.

Die hohe Bedeutung der bitumenhaltigen Bindemittel im Asphalt steht allerdings im Wiederspruch zu den heute üblichen qualitätssichernden Untersuchungen. Die Über-prüfung der Eigenschaften des Bindemittels wird mit sehr einfachen ca. 100 Jahre al-ten und wenig aussagekräftigen physikalischen Prüfmethoden durchgeführt. In jüngs-ter Vergangenheit zeigen sich zunehmend Bestrebungen, Prüfmethoden zur komple-xeren Charakterisierung bitumenhaltiger Bindemittel im technischen Regelwerk zu ver-ankern. Ein sehr aussichtsreiches Prüfverfahren mit vielfältigen Möglichkeiten einer temperatur-, frequenz- und lastabhängigen Variation der Prüfungsrandbedingungen bietet das Dynamische Scherrheometer (DSR). Bis zu einer Implementierung solcher Prüfmethoden mit konkreten Anforderungswerten im europäischen technischen Re-gelwerk werden aber voraussichtlich noch einige Jahre vergehen. Vor dem Hinter-grund der zunehmenden Modifizierungsvielfalt bitumenhaltiger Bindemittel müssen mittelfristig komplexere Prüfmethoden zur Bestimmung der physikalisch-rheologi-schen Eigenschaften angewendet werden.

Mit der hier vorliegenden Arbeit wurden neue wissenschaftlich-experimentelle Er-kenntnisse zur komplexen Charakterisierung der rheologischen Eigenschaften bi-tumenhaltiger Bindemittel geschaffen. Die Komplexität der Leistung beruht dabei auf der temperatur-, frequenz- und belastungsabhängigen experimentellen Unter-suchung verschiedenster bitumenhaltiger Bindemittel mit vernetzenden (Polymere) und/oder kristallinen (Wachse) Zusätzen. Ein wesentlicher wissenschaftlicher Zugewinn liegt in der komplexen Betrachtung der rheologischen Ergebnisse mit den daraus abgeleiteten Kennwerten für die maßgebenden Performance-Bedingungen bitumenhaltiger Binde-mittel. Hieraus leitet sich zudem ein sehr interessanter neuer Forschungsaspekt ab, der sich mit den Zusammenhängen zwischen diesen Bindemittelkenndaten und den Asphalteigenschaften beschäftigen könnte.

Martin Radenberg

Danksagung

Die vorliegende Arbeit entstand während meiner Tätigkeit als wissenschaftlicher Mit-arbeiter am Lehrstuhl für Verkehrswegebau der Ruhr Universität Bochum.

Mein besonderer Dank gilt Herrn Prof. Dr.-Ing. Martin Radenberg für die Betreuung der Arbeit, die hilfreichen Denkanstöße und die fachliche Unterstützung.

Einen speziellen Dank möchte ich auch Herrn Prof. Dr.-Ing. Hartmut Johannes Be-ckedahl für die Übernahme des Koreferats und die wertvollen Ratschläge ausspre-chen.

Ebenso gebührt mein Dank meinen Arbeitskollegen. Durch ihre hilfreichen Anregun-gen, stets kritischen Anmerkungen und andauernden Motivationen haben sie wesent-lich zum Gelingen dieser Arbeit beigetragen. Weiterhin möchte ich mich bei dem La-borteam des Lehrstuhls für Verkehrswegebau der Ruhr Universität Bochum für die tat-kräftige Unterstützung bedanken.

Genauso danke ich allen, die nicht namentlich Erwähnung fanden, aber zum Gelingen dieser Arbeit beigetragen haben.

Michael Gehrke

Tag der Einreichung: 7. Dezember 2016 Tag der mündlichen Prüfung: 1. März 2017

Berichter:

Univ.-Prof. Dr.-Ing. Martin Radenberg Univ.-Prof. Dr.-Ing. Hartmut Johannes Beckedahl

Kurzfassung

Die Analyse bitumenhaltiger Bindemittel beruht in Deutschland seit Jahrzehnten auf einfachen physikalischen Prüfverfahren. Dabei stehen Messgeräte zur präzisen, phy-sikalisch komplexen und praxisnahen Untersuchung der Bindemittelrheologie zur Ver-fügung – an erster Stelle das Dynamische Scherrheometer (DSR).

Vor allem modifizierte Bitumen werden durch die herkömmlichen Prüfverfahren unzu-reichend charakterisiert. Dabei ist eine detaillierte Analyse der für den Asphaltstraßen-bau wesentlichen Kälte- und Wärmeeigenschaften nach den allgemein anerkannten Regeln der Technik selbst mittels DSR bisher nicht vorgesehen.

Das Ziel dieser Arbeit bestand somit darin, Prüfverfahren bzw. Analysemethoden zur gezielten Charakterisierung der Bindemitteleigenschaften bei niedrigen und hohen Ge-brauchstemperaturen mittels DSR zu entwickeln. Hierauf aufbauend waren frische so-wie gealterte unmodifizierte Bitumen und die in Deutschland genormten Polymer-, wachs- und Gummimodifizierten Bitumen zu charakterisieren.

Zur Analyse des Kälteverhaltens wurden im Rahmen dieser Arbeit Scher- und Zug-Relaxations-Versuche mittels DSR entwickelt. Bei der Temperatur von -10 °C werden die Bindemittelsteifigkeit und vor allem deren Relaxationsverhalten im niedrigen Ge-brauchstemperaturbereich ermittelt. Im Gegensatz zu den genormten Untersuchungs-verfahren erfolgt durch die entwickelten Versuche eine direkte Ansprache der für die Asphalt-Performance bei Kälte elementaren Materialeigenschaften.

Aufgrund des viskoelastischen Verhaltens bitumenhaltiger Bindemittel ist deren Mate-rialverhalten bei hohen Gebrauchstemperaturen entscheidend von dem jeweiligen Be-lastungszustand abhängig. Ausgehend von der genormten DSR-Analytik wurden da-her bei der Temperatur von 60 °C Prüf- und Analyseverfahren unter niederfrequenten, quasistatischen und hochfrequenten, der Verkehrsbelastung auf Autobahnen entspre-chende Belastungen entwickelt. Diese beinhalten sowohl dem üblichen Straßenver-kehr entsprechende als auch die unter stehenden Schwerverkehr (Stau) möglichen Belastung. Als Ergänzung zu den genormten Untersuchungsverfahren wird durch die entwickelten Verfahren die für die Spurrinnenbildung des Asphalts maßgebende Bin-demittelsteifigkeit und -elastizität bei hohen Gebrauchstemperaturen unter allen pra-xisrelevanten Frequenz- und Lastbedingungen charakterisiert.

Durch die im Rahmen dieser Arbeit entwickelte DSR-Analytik können wichtige, kom-plexe rheologische Kenndaten für unterschiedliche modifiziere Bitumen vorgelegt wer-den, mit denen das Gebrauchsverhalten von Asphalten präziser beschrieben werden können.

Abstract

In Germany, the analysis of bituminous binders is based for decades on simple physical test procedures. Meanwhile, measuring devices are available for precise, physically complex and performance-related examination of the binder rheology – primarily the Dynamic Shear Rheometer (DSR).

In particular modified bitumens are insufficiently characterized with the conventional test procedures. But at the same time a precise analysis of the properties at low and high service temperatures is not possible in accordance with the generally recognized rules of technology even by using a DSR.

Therefore, the objective of this work was to develop test procedures and methods of analysis to precisely characterize the binder properties at low and high service temperatures using a DSR. For this purpose fresh as well as aged unmodified binders and the modified binders standardized in Germany – polymer-, wax- and rubber-modified – have been characterized.

To analyse cold temperature behaviour, shear and tensile relaxation tests have been developed using DSR. At a temperature of -10°C the stiffness and particularly the relaxation behaviour of the binders are determined. Unlike the standardised test methods, the tests developed take a direct approach to the material properties that are fundamental for asphalt performance in situ.

Because of the viscoelastic behaviour of bituminous binders the material behaviour at high service temperatures generally depends on the respective load status. Based on the standardised DSR analytics, testing and analysis methods at a temperature of 60°C have been developed under low-frequency and high-frequency loads. These include the possible load corresponding to both dynamic and stationary (traffic jam) heavy traffic. Supplemental to the standardised test methods, the methods developed characterise the stiffness and elasticity causal for the asphalt to form ruts at high service temperatures considering all performance-related frequency and load conditions.

With the DSR analytics developed as part of this work important complex rheological key data of different modified binders can be evaluated to give a more precise description of the performance behaviour of asphalt.

Inhaltsverzeichnis I

Inhaltsverzeichnis 1 Einleitung ..................................................................................... 1

1.1 Problemstellung .......................................................................................... 1

1.2 Ziel der Arbeit .............................................................................................. 2

2 Theoretische Grundlagen und Stand der Technik .................... 3

2.1 Allgemeines ................................................................................................. 3

2.2 Zusammensetzung von Bitumen ............................................................... 6

2.2.1 Chemischer Aufbau .................................................................................... 6

2.2.2 Kolloidaler Aufbau ...................................................................................... 6

2.3 Rheologie und Rheometrie [MEZGER, 2010; GEHM, 1998] ................... 10

2.3.1 Rheologisches Verhalten bitumenhaltiger Bindemittel .............................. 10

2.3.2 Rheologische Untersuchungen bitumenhaltiger Bindemittel .................... 14

2.3.3 Grundlagen rheologischer Untersuchungen mittels DSR ......................... 15

2.3.4 Grundlegende Untersuchungen bitumenhaltiger Bindemittel mittels DSR .............................................................................................. 22

2.4 Klassifizierung von Bitumen .................................................................... 25

2.4.1 Straßenbaubitumen (unmodifizierte Bitumen) .......................................... 25

2.4.2 Polymermodifizierte Bitumen .................................................................... 26

2.4.3 Gummimodifizierte Bitumen (GmB) .......................................................... 28

2.4.4 Wachsmodifizierte Bitumen (WmB) .......................................................... 31

2.5 Eigenschaften und Untersuchungsmethoden von bitumenhaltigen Bindemitteln in unterschiedlichen Temperaturbereichen ..................... 32

2.5.1 Kälteverhalten........................................................................................... 32

2.5.2 Gebrauchstemperaturverhalten ................................................................ 36

2.5.3 Ermüdungsverhalten ................................................................................ 37

2.5.4 Verformungsverhalten bei hohen Gebrauchstemperaturen ...................... 39

2.5.5 Herstellungs- und Verarbeitungsverhalten ............................................... 46

II Inhaltsverzeichnis

3 Untersuchungsprogramm ........................................................ 48

3.1 Untersuchungsmethodik ......................................................................... 48

3.2 Auswahl der Untersuchungsmaterialien ................................................ 49

3.3 Untersuchungsverfahren ......................................................................... 52

3.3.1 Konventionelle Bindemitteluntersuchungen ............................................. 52

3.3.2 Analyse des Kälteverhaltens mittels Biegebalkenrheometer (BBR) ....................................................................................................... 53

3.3.3 Bindemittelanalyse mittels Dynamischem Scherrheometer (DSR) .......... 54

3.3.3.1 Probenvorbereitung ............................................................................... 54

3.3.3.2 Temperatur- und Frequenz-Tests .......................................................... 57

3.3.3.3 Analyse des Kälteverhaltens .................................................................. 58

3.3.3.4 Analyse der Bindemitteleigenschaften bei hohen Gebrauchstemperaturen ........................................................................ 60

3.3.4 Untersuchungen zur Bitumenchemie (SARA-Analyse) ............................ 64

3.4 Ablauf des Untersuchungsprogramms .................................................. 65

4 Mathematisch-statistische Auswerteverfahren ....................... 67

5 Ergebnisdarstellung .................................................................. 70

5.1 Ergebnisse der konventionellen Bindemitteluntersuchungen ............. 70

5.2 Ergebnisse der genormten, rheologischen Bindemittel- untersuchungen ....................................................................................... 70

5.2.1 Biegekriechsteifigkeit und m-Wert der Untersuchungen mittels BBR ......................................................................................................... 70

5.2.2 Komplexe Schermoduln und Phasenwinkel der Untersuchungen mittels DSR .............................................................................................. 71

5.2.3 Null- und Niedrig-Scherviskosität sowie Nachgiebigkeit und Rückverformung (MSCR-Prüfung) der Untersuchungen mittels DSR ......................................................................................................... 74

5.3 Ergebnisse der entwickelten rheologischen Bindemittelprüfungen mittels DSR ............................................................................................... 76

5.3.1 Untersuchungsergebnisse zum Kälteverhalten (ZRV und SRV) .............. 76

Inhaltsverzeichnis III

5.3.2 Untersuchungsergebnisse zum Verhalten bei hohen Gebrauchstemperaturen ........................................................................... 77

5.4 Ergebnisse der SARA-Analyse ................................................................ 81

6 Auswertung ............................................................................... 82

6.1 Rheologische Bindemitteleigenschaften bei niedrigen Gebrauchstemperaturen .......................................................................... 82

6.1.1 Charakterisierung der Bindemittel anhand genormter Kälteprüfungen ......................................................................................... 83

6.1.2 Analyse des Kälteverhaltens anhand der komplexen Schermoduln und Phasenwinkel .............................................................. 86

6.1.3 Analyse des Kälteverhaltens mittels Scher-Relaxations-Versuch (SRV) und Zug-Relaxations-Versuch (ZRV) ............................................. 89

6.1.3.1 Präzision der durchgeführten Kälteversuche SRV und ZRV .................. 90

6.1.3.2 Beurteilung von Kältesteifigkeit und Relaxationsverhalten mittels SRV und ZRV ......................................................................................... 91

6.1.3.3 Erfassung des Spannungsabbaus der SRV und ZRV durch rheologische Modelle ............................................................................. 96

6.1.4 Zusammenfassende Beurteilung der Untersuchungen zum Kälteverhalten......................................................................................... 107

6.1.4.1 Bewertung der entwickelten Untersuchungsverfahren ......................... 107

6.1.4.2 Kriterien zur Bewertung des Kälteverhaltens........................................ 109

6.1.4.3 Bewertung des Kälteverhaltens ............................................................ 113

6.2 Rheologische Bindemitteleigenschaften bei hohen Gebrauchstemperaturen ........................................................................ 116

6.2.1 Charakterisierung der Bindemittel bei hohen Gebrauchstemperaturen anhand der genormten Prüfverfahren ............. 117

6.2.1.1 Bindemittelcharakterisierung anhand der Temperatur-Tests ................ 117

6.2.1.2 Analyse der Null- und Niedrig-Scherviskosität...................................... 121

6.2.1.3 Bindemittelanalyse mittels MSCR-Prüfung ........................................... 131

6.2.1.4 Zusammenfassung der genormten Bindemittelanalysen bei hohen Gebrauchstemperaturen ............................................................ 134

IV Inhaltsverzeichnis

6.2.2 Erweiterte Bindemittelanalyse zum Verhalten außerhalb des LVE-Bereichs und zur elastischen Rückverformung .............................. 136

6.2.2.1 Erweiterte Analyse der Rückverformung in Anlehnung an die MSCR-Prüfung .................................................................................... 137

6.2.2.2 Bindemittelanalyse durch Oszillationsversuche außerhalb des LVE-Bereichs ....................................................................................... 146

6.2.3 Zusammenfassende Analyse des Bindemittelverhaltens bei hohen Gebrauchstemperaturen ............................................................. 154

6.2.3.1 Kriterien zur Bewertung der Bindemittel ............................................... 154

6.2.3.2 Bewertung der Bindemittel bei hohen Gebrauchstemperaturen .......... 157

6.3 Charakterisierung der unterschiedlichen Bindemittel(-modifikationen) ................................................................. 159

6.3.1 Eigenschaften von frischen bzw. gealterten unmodifizierten Straßenbaubitumen ............................................................................... 159

6.3.2 Eigenschaften von Polymer-, Gummi- und wachsmodifizierten Bitumen .................................................................................................. 161

6.3.3 Zusammenfassende Bewertung der untersuchten Bindemittel(-modifikationen)................................................................... 164

6.3.3.1 Kriterien zur Bewertung der Bindemittel bei niedrigen und hohen Gebrauchstemperaturen ...................................................................... 166

6.3.3.2 Bewertung der Bindemittel bei niedrigen und hohen Gebrauchstemperaturen ...................................................................... 166

7 Weiterer Forschungsbedarf .................................................... 171

8 Zusammenfassung .................................................................. 173

9 Quellenverzeichnisse .............................................................. 177

9.1 Normen, Vorschriften und Merkblätter ................................................. 177

9.2 Literaturquellen ...................................................................................... 182

9.3 Internetpräsenzen .................................................................................. 195

Anhang .............................................................................................. 197

Abbildungsverzeichnis V

Abbildungsverzeichnis

Abbildung 2-1: API-Grad ausgewählter Erdöle [OIL SANDS MAGAZINE, 2015] ..... 4

Abbildung 2-2: Oben: Mizellen-Modell [NÖSLER, 2000]; unten: Yen-Mullins Modell [MULLINS, et al., 2012] ........................................................ 7

Abbildung 2-3: Zustandsbereiche von Straßenbaubitumen und rheologische Modelle [aus CETINKAYA, 2011 in Anlehnung an [HUTSCHENREUTHER, WÖRNER, 1998] und [ZENKE, 1990]] ... 11

Abbildung 2-4: Oben: Zone des rheologischen Optimums für ein Straßenbau- bitumen der Penetration 65 1/10 mm [SYBILSKI, 1991]; unten: Beispiel für die belastungszeitabhängige Bindemittelsteifigkeit [VAN DER POEL, 1954] ................................................................ 13

Abbildung 2-5: Schematische Darstellung des DSR in Anlehnung an [ZIELKE, 2008] .............................................................................................. 16

Abbildung 2-6: Sinuswellenförmige Scherspannung und Verfomung zur Veranschaulichung des Phasenwinkels [WISSENSDOKUMENT DSR, 2016] .................................................................................... 18

Abbildung 2-7: Zusammenhänge der im DSR ermittelbaren Kenngrößen [HAGNER, 2003] ............................................................................ 19

Abbildung 2-8: Lissajous-Figuren bei sinuswellenförmiger (links) bzw. bei nicht sinuswellenförmiger Materialantwort (rechts) [MCKINLEY, et al., 2012] .............................................................................................. 21

Abbildung 2-9: Links: Platte-Kegel-Messgeometrie; rechts: Platte-Platte-Messgeometrie [MEZGER, 2010] .................................................. 22

Abbildung 2-10: Oben: Einfluss des SBS-Gehalts auf die Mikrostruktur und den Erweichungspunkt Ring und Kugel [PLANCHE, et al., 2010]; unten: Black-Diagramm für ein Bitumen im Ausgangzustand sowie nach einer Modifizierung mit 3, 5 bzw. 7 M.-% SBS [WHITEOAK, READ, 2003] ............................................................ 27

Abbildung 2-11: Oben: Black-Diagramm von Gummimodifizierten Bitumen mit unterschiedlichen Modifizierungsgraden [GOGOLIN, 2011]; unten: Black-Diagramm (vertauschte Achsen) von Gummi-modifizierten Bitumen im Vergleich zu unmodifiziertem bzw. SBS-modifiziertem Bitumen [VAN DE VEN, JENKINS, 2003] ....... 30

Abbildung 2-12: Black-Diagramm (vertauschte Achsen) eines mit Amidwachs modifizierten Bitumens [POLACCO, et al., 2012]........................... 32

Abbildung 2-13: Zugfestigkeitsreserve in Abhängigkeit von der Temperatur im Asphalt [ARAND, 1996] ................................................................. 33

VI Abbildungsverzeichnis

Abbildung 2-14: Probekörper mit Halterung für den DTT [PAVEMENT INTERACTIVE, 2011] .................................................................... 36

Abbildung 2-15: Beispiel für den DER anhand des „Np20“-Konzepts in Anlehnung an [MARTONO, et al., 2007] ......................................................... 39

Abbildung 2-16: Oben: Beispiel für das Kriech-Erholungsverhalten eines Prüfzyklus; unten: Beispiel einer Kriech-Erholungskurve (akkumulierte Darstellung) von 10 aufeinanderfolgenden Zyklen [AL DSR-Prüfung (MSCRT), 2016] .................................... 43

Abbildung 2-17: Oben: Korrelation zwischen Spurtiefe bei SMA und ZSV [GUERICKE, SCHLAME, 2008]; unten: Korrelation zwischen Spurtiefe und LSV [MOREA, et al., 2012] ..................................... 45

Abbildung 3-1: Durchgeführte Untersuchungen mit Bezug auf die Temperatur .... 52

Abbildung 3-2: Oben: Dynamisches Scherrheometer (DSR) inkl. Messgeometrie; unten: Prinzipskizze Dynamisches Scherrheometer [ZIELKE, 2008] ............................................................................................. 55

Abbildung 3-3: Probe mit 8 mm Durchmesser und 5 mm Höhe im DSR ............... 56

Abbildung 3-4: Prinzipskizze des Scher-Relaxations-Versuchs mittels DSR ......... 59

Abbildung 3-5: Prinzipskizze des Zug-Relaxations-Versuchs mittels DSR ............ 60

Abbildung 3-6: Schematische Übersicht des Untersuchungsprogramms .............. 66

Abbildung 5-1: Kompl. Schermodul (oben) und Phasenwinkel (unten) der unmodifizierten Bitumen bei 1,59 Hz in Abhängigkeit von der Temperatur .................................................................................... 72

Abbildung 5-2: Kompl. Schermodul (oben) und Phasenwinkel (unten) der modifizierten Bitumen bei 1,59 Hz in Abhängigkeit von der Temperatur .................................................................................... 73

Abbildung 6-1: Brechpunkt nach Fraaß, TS=300 MPa und Tm=0,3 ............................... 83

Abbildung 6-2: Zusammenhang zwischen Brechpunkt nach Fraaß und TS=300 MPa bzw. Tm=0,3 ..................................................................................... 85

Abbildung 6-3: Zusammenhang zwischen den Temperaturen TS=300 MPa und Tm=0,3 ............................................................................................. 86

Abbildung 6-4: Zusammenhang zwischen der Biegekriechsteifigkeit und dem komplexen Schermodul bei einer Belastungsfrequenz von 0,1 bzw. 1,59 Hz, jeweils bei -10 °C .................................................... 87

Abbildung 6-5: Zusammenhang zwischen dem m-Wert und dem Phasenwinkel bei einer Belastungsfrequenz von 0,1 bzw. 1,59 Hz, jeweils bei -10 °C ............................................................................................. 88

Abbildung 6-6: Zusammenhang zwischen der Biegekriechsteifigkeit und der Scherspannung nach einer Minute (SRV), jeweils bei -10 °C ....... 92

Abbildungsverzeichnis VII

Abbildung 6-7: Zusammenhang zwischen dem m-Wert und der Relaxations- Kennwert RELSRV in 30 Minuten (SRV), jeweils bei -10 °C ............ 93

Abbildung 6-8: Zusammenhang zwischen dem m-Wert und der Zugspannung

nach 5 Minuten (oben) bzw. 60 Minuten (unten), jeweils bei -10 °C .............................................................................................. 95

Abbildung 6-9: Parallele Maxwell-Modelle zur Erfassung der SRV bzw. ZRV ..... 100

Abbildung 6-10: Zusammenhang zwischen dem m-Wert und der berechneten Ralaxationszeit zum Abbau von 99 % der aufgebrachten Scherspannung im SRV (oben) bzw. im ZRV (unten) .................. 106

Abbildung 6-11: Zusammenhang zwischen der Scherspannung nach 30 Minuten im SRV und der Zugspannung nach 60 Minuten im ZRV ............ 108

Abbildung 6-12: Netzdiagramme zur Bewertung des Kälteverhaltens anhand der Temperaturen TS=300MPa und Tm=0,3, der Steifigkeit beim SRV und des gemessenen bzw. berechneten Relaxationsverhaltens beim SRV und ZRV .............................. 111

Abbildung 6-13: Bewertung des Kälteverhaltens anhand der Steifigkeit, des Relaxationsverhaltens und des Kälte-Empfindlichkeits-Index KEI ............................................................................................... 112

Abbildung 6-14: Verhältnis zwischen den Bewertungen der Kältesteifigkeit und des Relaxationsverhaltens ........................................................... 116

Abbildung 6-15: Zusammenhang zwischen Erweichungspunkt Ring und Kugel und Äquisteifigkeitstemperatur EG*15kPaT .................................... 118

Abbildung 6-16: Zusammenhang zwischen Erweichungspunkt Ring und Kugel und Äquisteifigkeitstemperatur EG*1kPa,0,1HzT ............................... 120

Abbildung 6-17: Burgers-Modell ............................................................................. 123

Abbildung 6-18: Gegenüberstellung der Null-Scherviskositäten und der Dämpferkonstanten η1 der einzelnen Feder ................................. 125

Abbildung 6-19: Zusammenhang zwischen Niedrig- und Null-Scherviskosität, jeweils bei 60 °C .......................................................................... 126

Abbildung 6-20: Frequenzabhängige komplexe Viskosität bei 60 °C ..................... 128

Abbildung 6-21: Extrapolierte frequenzabhängige komplexe Viskosität bei 60 °C . 130

Abbildung 6-22: Gegenüberstellung der Nachgiebigkeit (oben) bzw. der Rückverformung (unten) bei 0,1 und 3,2 kPa, jeweils bei 60 °C .. 132

Abbildung 6-23: Oben: usammenhänge zwischen kompl. Schermodul und Null-Scherviskosität (Kreise) bzw. Nachgiebigkeit bei 3,2 kPa (Quadrate); unten: Zusammenhang zwischen Phasenwinkel und Rückverformung bei 3,2 kPa ................................................. 135

VIII Abbildungsverzeichnis

Abbildung 6-24: Zusammenhang der Rückverformung der MSCR-Prüfung bei Messungen mit Platte-Platte-Messgeometrie bzw. mit Platte- Kegel- Messgeometrie, jeweils bei 3,2 kPa und bei 60 °C .......... 138

Abbildung 6-25: Definition der Rückverformungen bzw. Deformation zur Bestimmung des Elastizitätskennwerts R(∞) ................................ 140

Abbildung 6-26: Erweitertes Burgers-Modell ......................................................... 142

Abbildung 6-27: Elastizitätskennwert R(∞) der untersuchten Bindemittel ............... 146

Abbildung 6-28: Stress-Viscosity-Faktoren bei 70 bzw. 85 % der komplexen Viskosität im LVE-Bereich, jeweils bei 60 °C ............................... 147

Abbildung 6-29: Deformation bzw. Scherspannung bei Erreichen der LVE-Grenze, jeweils bei 60 °C .................................................... 148

Abbildung 6-30: Oben: Gegenüberstellung der kompl. Schermoduln im LVE- Bereich und bei der Scherspannung 5 kPa (LAOS5kPa); unten: Kompl. Schermoduln der der LAOS5kPa-Untersuchungen, jeweils bei 60 °C ..................................................................... 150

Abbildung 6-31: Netzdiagramme zur Bewertung des Verhaltens bei hohen Gebrauchstemperaturen anhand der Steifigkeit (ZSV, G* bei SAOS und LAOS) und des elastischen Verhaltens (δ bei SAOS, R(∞)) ................................................................................. 156

Abbildung 6-32: Bewertung des Verhaltens bei hohen Gebrauchstemperaturen anhand der Steifigkeit, des elastischen Verhaltens und des Wärme-Deformations-Index WDI ................................................ 157

Abbildung 6-33: Black-Diagramme der unmodifizierten Bitumen (oben: 0,1 Hz; unten: 1,59 Hz) ............................................................................ 160

Abbildung 6-34: Black-Diagramme der modifizierten Bitumen und des 50/70A als Referenz (oben: 0,1 Hz; unten: 1,59 Hz) ..................................... 162

Abbildung 6-35: Hysterese-Eigenschaften der wachsmodifizierten Bitumen bei Erwärmung (durchgehende Linie) und Abkühlung (gestrichelte Linie) ........................................................................................... 164

Abbildung 6-36: Gegenüberstellung der ermittelten Kennwerte KEI und WDI....... 165

Abbildung 6-37: Nadelpenetration der unmodifizierten Bitumen gleicher Raffinerie in Abhängigkeit von den KEI (links) bzw. WDI (rechts) ........................................................................................ 165

Abbildung 6-38: Gegenüberstellung der Kälte- und der Wärmeeigenschaften anhand der Parameter PENKälte und PENWärme ........................... 167

Abbildung 6-39: Kälte- und der Wärmeeigenschaften der untersuchten Bindemittel ................................................................................... 169

Tabellenverzeichnis IX

Tabellenverzeichnis

Tabelle 2-1: Anforderungen an Bitumen zur Einordnung in PG-Klassen nach [AASHTO TP 5, 1998] ........................................................................ 23

Tabelle 3-1: Untersuchte Bindemittel einschließlich Bezeichnung ......................... 51

Tabelle 3-2: Prüfparameter zur Bestimmung der rheologischen Bitumen- kennwerte mit dem Biegebalkenrheometer (BBR) ........................... 54

Tabelle 3-3: Versuchsparameter zur Bestimmung von komplexem Schermodul und Phasenwinkel mittels DSR .......................................................... 58

Tabelle 3-4: Versuchsparameter des Scher-Relaxations-Versuchs (SRV) bzw. des Zug-Relaxations-Versuchs (ZRV) mittels DSR ............................ 60

Tabelle 3-5: Versuchsparameter zur Bestimmung der Null- und der Niedrig-Scherviskosität sowie der Nachgiebigkeit und Rückverformung (MSCR-Prüfung) mittels DSR ............................................................. 61

Tabelle 3-6: Versuchsparameter des MSCRPK und des MSCRPK90 ....................... 63

Tabelle 3-7: Versuchsparameter zur Bestimmung des „Stress-Viscosity-Factor“ SVF70 bzw. SVF85 und zur Durchführung der LAOS-Untersuchungen ................................................................................. 64

Tabelle 3-8: Parameter der SARA-Analyse............................................................ 65

Tabelle 5-1: Nadelpenetration, Erweichungspunkt Ring und Kugel und Brechpunkt nach Fraaß der untersuchten Bindemittel ....................... 70

Tabelle 5-2: Biegekriechsteifigkeit S bzw. m-Wert, jeweils bei -10, -16 bzw. 25 °C .................................................................................................. 71

Tabelle 5-3: Kompl. Schermodul der wachsmodifizierten Bitumen bei 1,59 Hz in Abhängigkeit von der Temperatur, gemessen während der stufenweisen Abkühlung der Proben .................................................. 74

Tabelle 5-4: Phasenwinkel der wachsmodifizierten Bitumen bei 1,59 Hz in Abhängigkeit von der Temperatur, gemessen während der stufenweisen Abkühlung der Proben .................................................. 74

Tabelle 5-5: Null- und Niedrig-Scherviskosität (= komplexe Viskosität bei 0,01 Hz) ..................................................................................................... 75

Tabelle 5-6: Nachgiebigkeit und Rückverformung (MSCR-Prüfung) ...................... 75

Tabelle 5-7: Scherspannung nach 1 Minute bzw. 30 Minuten und Deformation nach 60 Minuten (Scher-Relaxations-Versuch), Zugspannung nach 5 Minuten bzw. 60 Minuten (Zug-Relaxations-Versuch) ..................... 77

Tabelle 5-8: Nachgiebigkeit und Rückverformung der modifizierten MSCR- Prüfungen MSCRPK bzw. MSCRPK90 .................................................. 78

X Tabellenverzeichnis

Tabelle 5-9: Komplexe Viskosität, LVE-Grenze, Deformation und Scher- spannung bei 70 % bzw. 85 % der kompl. Viskosität und Stress-Viscosity-Factor, SVF70 bzw. SVF85 jeweils bei 60 °C und 1,59 Hz ... 79

Tabelle 5-10: Kompl. Schermoduln bei der Scherspannung 5 kPa bei 60 °C.......... 80

Tabelle 5-11: Indices S und T bei 1.000 % (sofern gerätetechnisch möglich, ansonsten maximaler Scherspannung) Deformation der LAOSLissajous-Untersuchungen ............................................................ 81

Tabelle 5-12: Aufteilung der mittels SARA-Analyse getrennten Fraktionen innerhalb der frischen Straßenbaubitumen ....................................... 81

Tabelle 6-1: Angaben zur Präzision des SRV ....................................................... 90

Tabelle 6-2: Angaben zur Präzision des ZRV ........................................................ 91

Tabelle 6-3: Summe der Fehlerquadrate und durchschnittliche Abweichung bei der Anpassung der Maxwell-Modelle an die Messergebnisse (SRV) 98

Tabelle 6-4: Summe der Fehlerquadrate und durchschnittliche Abweichung bei der Anpassung der Maxwell-Modelle an die Messergebnisse (ZRV) 99

Tabelle 6-5: Parameter und Bestimmtheit der Erfassung der Scher-Relaxations-Versuche durch Maxwell-Modelle .................................................... 102

Tabelle 6-6: Gleichungen und Abbildungen zur Erfassung der Scher- Relaxations-Versuche mittels Maxwell-Modell (hier beispielhaft für die Bitumen 50/70A und PmB H) .............................................. 103

Tabelle 6-7: Parameter und Bestimmtheit der Erfassung der Zug-Relaxations-Versuche durch Maxwell-Modelle .................................................... 104

Tabelle 6-8: Gleichungen und Abbildungen zur Erfassung der Zug-Relaxations-Versuche mittels Maxwell-Modell (hier beispielhaft für die Bitumen 50/70A und PmB H) ......................................................................... 105

Tabelle 6-9: Parameter und Bestimmtheit der Erfassung der Kriechversuche zur Bestimmung der Null-Scherviskosität durch Burgers-Modelle ... 123

Tabelle 6-10: Gleichungen und Abbildungen zur Erfassung der Versuche zur Null-Scherviskosität bei 60 °C mittels Burgers-Modell (hier beispielhaft für die Bitumen 50/70A und 50/70FT) ............................. 124

Tabelle 6-11: Parameter und Bestimmtheitsmaße der mathematischen Erfassung der frequenzabhängigen komplexen Viskositäten .......... 129

Tabelle 6-12: Parameter und Bestimmtheit der Erfassung der Erholungsphase im erweiterten Burgers-Modell ......................................................... 143

Tabelle 6-13: Gleichungen und Abbildungen zur Erfassung der Erholungsphase der MSCRPK90-Prüfungen bei 60 °C mit rheologischen Modellen (hier beispielhaft für die Probe PmB H) ........................................... 144

Tabellenverzeichnis XI

Tabelle 6-14: links: Lissajous-Figuren bei 1 % Deformation; rechts:. Lissajous- Figuren bei 1.000 % Deformation (beispielhaft für die Bitumen 50/70A, 50/70PAV, 50/70SBS und 50/70FT) .......................................... 153

XII Abkürzungsverzeichnis

Abkürzungsverzeichnis

20/30A Bezeichnung für das in dieser Arbeit verwendete Bitumen 20/30 der Raffinerie A



50/70Amid Bezeichnung für das in dieser Arbeit verwendete, mit 3 M.-% Amidwachs modifizierte Bitumen 50/70 der Raffinerie A

50/70B Bezeichnung für das in dieser Arbeit verwendete Bitumen 50/70 der Raffinerie B

50/70C Bezeichnung für das in dieser Arbeit verwendete Bitumen 50/70 der Raffinerie C

50/70FT Bezeichnung für das in dieser Arbeit verwendete, mit 3 M.-% FT-Wachs modifizierte Bitumen 50/70 der Raffinerie A

50/70GG Bezeichnung für das in dieser Arbeit verwendete, mit 10 M.-% addi-tiviertem Gummimehl modifizierte Bitumen 50/70 der Raffinerie A

50/70Montan Bezeichnung für das in dieser Arbeit verwendete, mit 3 M.-% Mon-tanwachs modifizierte Bitumen 50/70 der Raffinerie A

50/70PAV Bezeichnung für das in dieser Arbeit verwendete Bitumen 50/70 der Raffinerie A nach PAV-Alterung

50/70RTFOT Bezeichnung für das in dieser Arbeit verwendete, mit 3 M.-% SBS modifizierte Bitumen 50/70 der Raffinerie A nach RTFOT-Alterung

50/70SBS Bezeichnung für das in dieser Arbeit verwendete Bitumen 50/70 der Raffinerie A

50/70SBS/FT Bezeichnung für das in dieser Arbeit verwendete, mit 3 M.-% SBS und 3 M.-% FT-Wachs modifizierte Bitumen 50/70 der Raffinerie A


a, b Parameter zur mathematischen Erfassung der LSV API American Petroleum Institute BBR Biegebalkenrheometer DER Dissipated Energy Ratio DSR Dynamisches Scherrheometer DTT Direct Tension Tester ECB Ethylene Copolymer Bitumen EG*15kPaT Äquisteifigkeitstemperatur für G* = 15 kPa bei 1,59 Hz EG*1kPa,0,1HzT Äquisteifigkeitstemperatur für G* = 1,0 kPa bei 0,1 Hz

Abkürzungsverzeichnis XIII

EP RuK Erweichungspunkt Ring und Kugel EPDM Ethylen-Propylen-Dien-Terpolymer EVA Ethylene Vinyl Acetate FT-Wachs Fischer-Tropsch-Wachs GAESTEL Index Verhältniswert Aliphaten und Asphaltene zu Aromaten und Harzen GmB Gummimodifizierte Bitumen KEI Kälte-Empfindlichkeits-Index λ90 Zeitspanne zum Abbau von 90 % der Spannung im SRV bzw. ZRV λ99 Zeitspanne zum Abbau von 99 % der Spannung im SRV bzw. ZRV LAOS Large Amplitude Oscillatory Shear LAOS5kPa Versuch zur Bestimmung von G* bei konstanter Scherspannung von

5 kPa LAOSLissajous Versuch zur Bestimmung der Lissajous-Figuren LSV Niedrig-Scherviskosität (Low-Shear-Viscosity) LVE-Bereich Linear-viskoelastischer Bereich MSCR Multiple Stress Creep and Recoverey MSCRPK MSCR-Prüfung mit Platte-Kegel-Messgeometrie MSCRPK90 MSCR-Prüfung mit Platte-Kegel-Messgeometrie und 90 Sekunden

Entlastungsphase PAV Preasure Aging Vassel PEN Nadelpenetration PENKälte Kennwert zur Quantifizierung des Kälteverhaltens PENWärme Kennwert zur Quantifizierung des Wärmeverhaltens PI Penetrationsindex PmB Polymermodifizierte Bitumen PmB Bezeichnung für das in dieser Arbeit verwendete Bitumen 25/55-55 A PmB H Bezeichnung für das in dieser Arbeit verwendete Bitumen 40/100-65 A ρErdöl Rohdichte von Erdöl ρH2O Rohdichte von Wasser R2 Bestimmtheitsmaß RELSRV Relaxations-Kennwert des SRV RTFOT Rolling Thin Film Oven Test R(∞) Elastizitätskennwert der MSCRPK90-Prüfung σZ,5 Zugspannung nach 5 Minuten Relaxationszeit bei ZRV σZ,60 Zugspannung nach 60 Minuten Relaxationszeit bei ZRV SAOS Small Amplitude Oscillatory Shear

XIV Abkürzungsverzeichnis

SARA Saturates, Aromatics, Resins, Asphaltenes SBS Styrol-Butadien-Blockcopolymere SHRP Strategic Highway Research Program SRV Scher-Relaxations-Versuch SVF Stress-Viscosity-Factor SVF70 Stress-Viscosity-Factor für den Rückgang auf 70 % der Viskosität

unter LVE-Bedingungen SVF85 Stress-Viscosity-Factor für den Rückgang auf 85 % der Viskosität

unter LVE-Bedingungen τ1 Scherspannungen nach dem Aufbringen der Deformation im SRV τ30 Scherspannungen nach 30 Minuten Relaxationszeit bei SRV TLC-FID Thin Layer Chromatograph – Flame Ionization Detector Tm=0,3 Temperatur bei m-Wert = 0,300 (BBR)

TS=300 MPa Temperatur bei S = 300 MPa (BBR) WDI Wärme-Deformations-Index WmB Wachsmodifizierte Bitumen ZRV Zug-Relaxations-Versuch ZSV Null-Scherviskosität (Zero-Shear-Viscosity)

Formelzeichen XV

Formelzeichen

BP Fraaß [°C] Brechpunkt nach Fraaß γ [-] Scherdehnung (entsprechend der Fachliteratur bei der DSR-Analytik auch als Deformation bezeichnet) γ̇ [s-1] Schergeschwindigkeit δ [°] Phasenwinkel ε [-] Dehnung ε̇ [s-1] Zuggeschwindigkeit E [Pa] Federkonstante (Normalspannung) EG*15kPaT [°C] Äquisteifigkeitstemperatur für G* = 15 kPa bei 1,59 Hz EG*1kPa,0,1HzT [°C] Äquisteifigkeitstemperatur für G* = 1,0 kPa bei 0,1 Hz EP RuK [°C] Erweichungspunkt Ring und Kugel f [Hz] Frequenz G [Pa] Federkonstante (Scherspannung) G* [Pa] Komplexer Schermodul G` [Pa] Speichermodul G`` [Pa] Verlustmodul G‘L [Pa] Tangentenmodul G‘M [Pa] Sekantenmodul η [Pa s] Dämpferkonstante η [Pa s] Dynamische Viskosität η* [Pa s] Komplexe Viskosität η‘L [Pa s] Tangentenviskosität η‘M [Pa s] Sekantenviskosität Jnr [Pa-1] Nachgiebigkeit Λ [s] Retardationszeit λ [s] Relaxationszeit λ90 [s] Zeitspanne zum Abbau von 90 % der Spannung im SRV bzw. ZRV λ99 [s] Zeitspanne zum Abbau von 99 % der Spannung im SRV bzw. ZRV LSV [Pa s] Niedrig-Scherviskosität m-Wert [-] Relaxations-Kennwert des BBR ν [mm2/s] Kinematische Viskosität n*f [Pa s] Frequenzabhängige komplexe Viskosität PEN [1/10 mm] Nadelpenetration PENKälte [1/10 mm] Kennwert zur Quantifizierung des Kälteverhaltens PENWärme [1/10 mm] Kennwert zur Quantifizierung des Wärmeverhaltens

XVI Formelzeichen

ρ [kg/m3] Rohdichte R [%] Rückverformung bei MSCR-Prüfung RELSRV [%] Relaxations-Kennwert des SRV R(∞) [%] Elastizitätskennwert der MSCRPK90-Prüfung σ [Pa] Zugspannung σZ,5 [Pa] Zugspannung nach 5 Minuten Relaxationszeit bei ZRV σZ,60 [Pa] Zugspannung nach 60 Minuten Relaxationszeit bei ZRV S [Pa] Biegekriechsteifigkeit SVF70 [kPa2s] Stress-Viscosity-Factor für 70 % Viskositätsrückgang SVF85 [kPa2s] Stress-Viscosity-Factor für 85 % Viskositätsrückgang S, T [-] Indices zur Quantifizierung des Verhältnisses zwischen

Tangenten- und Sekantenmoduln bzw. -viskositäten τ [Pa] Scherspannung τ1 [Pa] Scherspannungen nach dem Aufbringen der Deformation

im SRV τ30 [Pa] Scherspannungen nach 30 Minuten Relaxationszeit im

SRV t [s] Zeit T [°C / K] Temperatur Tm=0,3 [°C] Temperatur bei m-Wert 0,300

TS=300 MPa [°C] Temperatur bei S = 300 MPa tan δ [-] Verlustfaktor Wi [Nm] Dissipierte Energie ω [s-1] Kreisfrequenz ZSV [Pa s] Null-Scherviskosität

Kapitel 1: Einleitung 1

1 Einleitung

1.1 Problemstellung

Die Analyse der physikalischen Eigenschaften bitumenhaltiger Bindemittel beruht in Deutschland seit vielen Jahrzehnten auf den gleichen Prüfverfahren. Quantitative An-forderungen werden an das Kälteverhalten durch den Brechpunkt nach Fraaß, an das Verhalten bei normalen Gebrauchstemperaturen durch die Nadelpenetration und an das Verhalten bei hohen Gebrauchstemperaturen durch den Erweichungspunkt Ring und Kugel formuliert. Diese Prüfverfahren ermöglichen aufgrund der langen Historie zwar eine bewährte, empirische Bewertung herkömmlicher Straßenbaubitumen, lie-fern aber keine physikalisch eindeutig definierten Ergebnisse, sprechen das Material-verhalten nicht praxisgerecht an und weisen darüber hinaus eine geringe Messpräzi-sion auf.

Mit dem Ziel, die Schwächen der konventionellen Prüfverfahren bei der Bindemittelan-sprache zu eliminieren, wurden in den letzten Jahrzehnten alternative, rheologische Prüfverfahren entwickelt. Von diesen Entwicklungen haben sich im Wesentlichen das Biegebalkenrheometer (BBR) und das Dynamische Scherrheometer (DSR) durchge-setzt, sodass sie in die Regelwerke aufgenommen worden sind. Im Gegensatz zu an-deren Ländern wie vor allem den USA, in denen die Bindemittelanalyse bereits seit den 1990er Jahren auf den „neuen“ Prüfverfahren beruht, dienen die mittels BBR und DSR gemessenen rheologischen Größen in Deutschland nach wie vor nur der Erfah-rungssammlung.

Speziell mit dem DSR können verschiedenste Prüf- und Analysemöglichkeiten ange-wendet werden, aus denen sich mechanische Stoffparameter ermitteln lassen. Durch die Variationsmöglichkeiten beispielsweise der Temperatur, der Frequenz, der Belas-tungsart, -intensität und -dauer besteht theoretisch die Möglichkeit, Bindemittel in allen für den Asphaltstraßenbau relevanten Zuständen präzise und praxisgerecht zu unter-suchen und mit physikalisch eindeutig definierten Größen zu bewerten.

Die Analysemöglichkeiten mit dem DSR gehen weit über die in Deutschland genorm-ten und gebräuchlichen Anwendungen hinaus. So sind der internationalen Forschung Ansätze zu entnehmen, die Bindemitteleigenschaften durch verschiedene Prüfverfah-ren mit dem DSR gezielt anzusprechen. Gebrauchstaugliche, allgemein anerkannte Lösungen vor allem zur Ansprache der für den Asphaltstraßenbau wesentlichen Ei-genschaften bei niedrigen und bei hohen Gebrauchstemperaturen liegen jedoch bis-lang nicht vor.

2 Kapitel 1: Einleitung

Dabei ist eine Charakterisierung der Materialeigenschaften der in den letzten Jahren vermehrt eingesetzten, auf die unterschiedlichsten Arten modifizierten Bitumen, gebo-ten. Während die konventionellen Prüfverfahren aufgrund der stets ähnlichen Rheolo-gie unmodifizierter Bitumen zu deren Analyse in der Regel ausreichen, geben die Er-gebnisse dieser Prüfverfahren das Verhalten der modifizierten Bitumen in vielen Fällen nur unzureichend wieder. Die rheologisch wesentlich komplexeren Eigenschaften der modifizierten Bitumen bedürfen einer gezielten Ansprache mit geeigneten Prüfgeräten, wie dem DSR.

Auch bei der DSR-Analytik sind die Untersuchungsparameter wie Belastungsart, -in-tensität und -dauer entscheidend für eine exakte Charakterisierung, da eine falsche oder unzureichende Analyse zu einer fehlerhaften Beurteilung der Bindemittel führen kann. In der Praxis des Asphaltstraßenbaus kann eine hierdurch verursachte falsche Bindemittelwahl unwirtschaftlich sein oder zu Schäden führen.

1.2 Ziel der Arbeit

Das Ziel dieser Arbeit besteht darin, durch rheologische Prüfverfahren mittels DSR und den dazugehörenden Analysen das Materialverhalten bitumenhaltiger Bindemittel ge-zielt anzusprechen. Im Vordergrund steht hierbei die Charakterisierung unterschiedlich modifizierter Bitumen bei den für die Dauerhaftigkeit des Asphalts im Straßenbau ele-mentaren Bedingungen sehr niedriger bzw. sehr hoher Gebrauchstemperaturen.

Zur Bindemitteluntersuchung im Tieftemperaturbereich, für den im deutschen Regel-werk keine Untersuchungen mittels DSR vorgesehen sind, sind Prüfverfahren zur di-rekten Ansprache der für die Asphalt-Performance entscheidenden Kältesteifigkeit und vor allem der Relaxationsfähigkeit zu entwickeln.

Die Bindemittelrheologie im hohen Gebrauchstemperaturbereich kann nach dem deut-schen Regelwerk mit verschiedenen Prüfverfahren mittels DSR angesprochen wer-den. Diese Verfahren sind zu analysieren, um hierauf aufbauend Ansätze zu entwi-ckeln, durch die die Bindemittel bei allen in diesem Temperaturbereich relevanten Be-lastungszuständen charakterisiert werden können.

Die genormten und die im Rahmen dieser Arbeit entwickelten Prüf- und Analysever-fahren sind auf frische und gealterte unmodifizierte Bitumen sowie auf die im aktuellen deutschen Regelwerk verankerten modifizierten Bitumen anzuwenden. Die unmodifi-zierten Bitumen und vor allem die unterschiedlichen Modifizierungsarten sind hier-durch zu analysieren und bzgl. ihrer Eigenschaften bei sehr niedrigen bzw. sehr hohen Gebrauchstemperaturen zu bewerten.

Kapitel 2: Theoretische Grundlagen und Stand der Technik 3

2 Theoretische Grundlagen und Stand der Technik

2.1 Allgemeines

Vor Jahrmillionen abgestorbene Meerespflanzen und -tiere – vor allem Algen – bilden nach der gängigen Auffassung die Basis des Erdöls. Diese sanken nach dem Abster-ben in tiefe und damit sauerstoffarme Meeresregionen ab. Durch die Masse der abge-storbenen Substanzen bildeten sich so am Meeresgrund mächtige Schichten sedimen-tierten Materials. Unter hohem Druck und hohen Temperaturen, die durch die Tiefe und die nachfolgende Sedimentation verursacht wurden, bewirkten biochemische und bakterielle Prozesse eine allmähliche Umwandlung der abgestorbenen Substanzen, die unter geeigneten Randbedingungen als Endprodukt Erdöl hervorbrachten. [LE-VORSEN, 1967]

Aufgrund der unterschiedlichen Entstehungsvoraussetzungen (Grundmaterial, Tem-peratur, Druck, Zeit, etc.) weisen Erdöle verschiedener Provenienz, und im Detail oft auch mehrere Erdöle gleicher Ölfelder, stets eine unterschiedliche molekulare Zusam-mensetzung auf. Der grundsätzliche Aufbau aus Kohlenwasserstoffen mit Heteroato-men ist zwar identisch, die Verbindungen bzw. deren Verteilung weichen jedoch von-einander ab, wodurch eine Vielzahl unterschiedlicher Verbindungen besteht.

Der primär auftretende Aufbau der Kohlenwasserstoffverbindungen ist charakteristisch für die Erdölprovenienzen. So wird zwischen den vorwiegend aus gesättigten, gerad-kettigen Kohlenwasserstoffverbindungen (Alkane) bestehenden paraffinbasischen und den vorwiegend aus gesättigten, ringförmigen Kohlenwasserstoffverbindungen (Cyc-loalkane) bestehenden naphtenbasischen Ölen unterschieden. Zwischen diesen Ext-remen liegende Öle werden als gemischtbasische oder paraffin-naphtenbasische Öle bezeichnet.

Die Unterschiede in der chemischen Zusammensetzung bewirken auch gravierende Unterschiede bezüglich der physikalischen Eigenschaften, wobei beide mit der Dichte in Zusammenhang stehen. Eine grundlegende Einteilung der Erdöle wird daher an-hand der Dichte vorgenommen. Das zur Einteilung des Erdöls vielfach verwendete Maß ist der vom American Petroleum Institute definierte API-Grad (°API), der aus dem Verhältniswert der Rohdichten von Wasser und Öl bei 15,6 °C (= 60 °F) berechnet wird:

°API = 141,5ρErdölρH2O

- 131,5 (Gleichung 2.1)

mit: °API API-Grad [-] ρErdöl Rohdichte von Erdöl bei 15,6 °C [g/cm3] ρH2O Rohdichte von Wasser bei 15,6 °C [g/cm3]

4 Kapitel 2: Theoretische Grundlagen und Stand der Technik

Erdöle mit einem API-Grad größer 31,1 werden als leicht bezeichnet, der API-Grad mittlerer Erdöle liegt zwischen 22,3 und 31,1 und schwere Erdöle weisen einen API-Grad kleiner 22,3 auf. Andere Eigenschaften wie die Farbe oder die Viskosität hängen zwar mit der Dichte zusammen; dennoch umfasst die Unterteilung der schweren Öle in schwere und extra schwere Öle laut [LANIER, 1998] neben dem API-Grad auch die Viskosität. Extra schwere Erdöle weisen einen API-Grad unter 10 und eine Viskosität größer 10.000 cP auf, während die schweren Öle neben dem höheren API-Grad durch die geringere Viskosität definiert sind. Die Einteilung einiger Ölfelder nach deren API-Grad ist Abbildung 2-1 zu entnehmen. Weitere Unterscheidungen der Erdöle, bei-spielsweise anhand des Schwefelgehalts betreffen vornehmlich die direkte chemische Zusammensetzung [EPA, 2014].

Abbildung 2-1: API-Grad ausgewählter Erdöle [OIL SANDS MAGAZINE, 2015]

Von der Vielzahl an Erdölen ist nur eine begrenzte Anzahl zur Herstellung qualitativ hochwertigen Bitumens in einer wirtschaftlich sinnvollen Menge geeignet. Dies sind prinzipiell die schweren Erdöle mit einer Dichte größer 0,9 g/cm3 bzw. einem API-Grad kleiner 24,7 [EUROBITUMEN, 2011]. [NEUMANN, PACZYNSKA-LAHME, 1991] for-mulieren die Eignung anhand der chemischen Zusammensetzung. Demnach sind für die Herstellung von Bitumen insbesondere naphtenbasische und gemischt naphten-basische Erdölen geeignet. Dies entspricht indirekt der Eignung anhand des API-Gra-des, da nephtanbasiche im Allgemeinen eine höhere Dichte als paraffinbasische Öle aufweisen.

Selbst das schwere Erdöl, das als Ausgangsstoff für Bitumen verwendet wird, weist ein ausgeprägtes Fließverhalten auf. Das Bitumen soll im Hinblick auf die spätere An-wendung jedoch laut NEUMANN einen möglichst breiten Temperaturbereich mit einem pseudoplastischen (viskoelastischen) und damit verglichen mit dem Erdöl weniger

http://www.eurobitume.eu/de/system/files/TheBitumenIndustryMarch2011Edition_0.pdf


fließfähigen Verhalten haben. Die hierzu erforderliche Verarbeitung des Erdöls zur Herstellung von Bitumen kann auf zwei Wegen erfolgen: Die Konzentration der schwerlöslichen Bestandteile durch Destillation und/oder die Neubildung von schwer-löslichen Bestandteilen durch Oxidation. Grundsätzlich werden beide Wege technisch genutzt, wobei die Herstellung von Straßenbaubitumen primär auf Destillationsprozes-sen bei der fraktionellen Destillation beruht. [NEUMANN, 1995]

Im ersten Schritt der fraktionellen Destillation werden die leichten Bestandteile des Erdöls wie Benzin und Kerosin bei einer Temperatur von etwa 350 °C unter atmosphä-rischem Druck abdestilliert, bevor im zweiten Schritt bei 350 bis 425 °C unter einem Vakuum von 0,01 bis 0,1 bar die höher siedenden Bestandteile wie Diesel oder schwere Heizöle abgetrennt werden. Als Bitumen wird generell der am Ende des Des-tillationsprozesses verbleibende Rückstand definiert. [WHITEOAK, READ, 2003]

Die Erdöleigenschaften und der Destillationsprozess beeinflussen die Bitumeneigen-schaften. Durch unterschiedlich ausgeprägte Destillationsprozesse variiert die Härte der Bitumen, da die allmähliche Abgabe kleinerer Moleküle eine Steifigkeitszunahme der Bitumen zur Folge hat. Entweder durch die direkte Destillation zu einem Bitumen definierter Härte oder durch ein Mischen (Blending) der in verschiedenen Stufen ge-wonnenen und damit unterschiedlich harten Bitumen können so die gewünschten Ei-genschaften des fertigen Bitumens eingestellt werden [EUROBITUMEN, 2011].

Da die chemische Zusammensetzung der Bitumen analog zu der Zusammensetzung des Erdöls stets unterschiedlich ist und diese für die Anwendung im Allgemeinen nicht maßgebend ist, sind die Anforderungen an das physikalische Verhalten entscheidend. So lassen sich die vielfältigen Anforderungen an ein Straßenbaubitumen durch die fol-genden Forderungen an das rheologische Verhalten gemäß [LESUEUR, 2009] folgen-dermaßen zusammenfassen:

• Bei hohen Temperaturen muss das Bitumen ausreichend fließfähig sein, damit es pumpfähig und der mit dem Bitumen hergestellte Asphalt homogen verar-beitbar ist.

• Bei der höchsten Asphalttemperatur im Gebrauchszustand muss es ausrei-chend steif sein, um Spurrinnenbildung zu verhindern.

• Bei der niedrigsten Asphalttemperatur im Gebrauchszustand muss es ausrei-chend fließfähig sein, um Rissbildung zu verhindern.

Unmodifizierte Straßenbaubitumen weisen stets ein ähnliches Materialverhalten auf. Je nach Provenienz und Herstellung können lediglich die Grundsteifigkeit und deren Temperaturabhängigkeit variieren. Unmodifizierte Bitumen können daher durch zwei einfache Kennwerte – die Nadelpenetration und den Penetrationsindex (vgl. Ab-



schnitt 2.3.1) – bereits seit Jahrzehnten relativ präzise charakterisiert werden. Erst Mo-difikationen ermöglichen grundlegende Veränderungen der Bindemitteleigenschaften und bedürfen daher neuer Prüfverfahren für eine präzise Analytik. [HEUKELOM, 1974]; [SYBILSKI, 1991]

Die Anfänge der Verwendung von Bitumen im Straßenbau gehen bis in das frühe 19. Jahrhundert zurück [ABRAHAM, 1960]; [CEBON, 1993]. Mittlerweile wird der Hauptteil (95 % nach [LESUEUR, 2009] bzw. 85 % nach [EUROBITUMEN, 2011]) der etwa 100 Mio. Tonnen des jährlich weltweit produzierten Bitumens für den Asphaltbau ver-wendet.

2.2 Zusammensetzung von Bitumen

2.2.1 Chemischer Aufbau

Bitumen sind laut [NEUMANN, PACZYNSKA-LAHME, 1991] “kompliziert aufgebaute Naturprodukte”. Aufgrund der nahezu unbegrenzten Anzahl verschieden zusammen-gesetzter chemischer Verbindungen der Erdöle und damit auch der Bitumen ist die genaue Zusammensetzung stets unterschiedlich und letztendlich bei keinem Bitumen bzw. Erdöl wirklich bekannt.

Bitumen bestehen zu einem Großteil aus Kohlenstoff (ca. 80 bis 88 M.-%) und Was-serstoff (ca. 8 bis 12 M.-%). Der Anteil des Kohlenwasserstoffs liegt damit über 90 M.-%, wobei das Molarmassen-Verhältnis zwischen Wasserstoff und Kohlenstoff (H/C-Verhältnis) bei etwa 1,5 liegt. Als Heteroatome, die im Bitumen generell stärker als im Erdöl angereichert sind, kommen vor allem Schwefel (0 bis 9 M.-%), Stickstoff (0 bis 2 M.-%) und Sauerstoff (0 bis 2 M.-%) vor. Dazu kommen im Bitumen Spuren von Me-tallen vor. Hierbei stellen Vanadium mit bis zu 2.000 ppm und Nickel mit maximal 200 ppm die größten Fraktionen dar. Die Angaben zur Anzahl der vorkommenden Moleküle sind folglich nur grobe Schätzungen. So beziffert beispielsweise [ZHANG, GRIEN-FELD, 2007] deren Anzahl auf mehr als 100.000. [LESUEUR, 2009]

Zwischen der stets unterschiedlichen, ohnehin kaum exakt festzustellenden chemi-schen Zusammensetzungen und den physikalischen Eigenschaften können aufgrund der großen Anzahl der vorkommenden Verbindungen keine wesentlichen Zusammen-hänge festgestellt werden. Die Eigenschaften hängen viel mehr von der Struktur – also dem kolloidalen Aufbau – der Bitumen ab. [NEUMANN, PACZYNSKA-LAHME, 1991]

2.2.2 Kolloidaler Aufbau

„Ein Kolloidsystem – auch Bitumen – kann man von den Molekülen her, aus denen es besteht, nicht verstehen. Erst der kolloidale Aufbau mit Mizellstruktur lässt uns seine Eigenschaften erfassen“ [NEUMANN, 1995].


Erste Ansätze zur Erfassung des Bitumens als Kolloidsystem stammen von [BOUS-SINGAULT, 1836], der durch einen Destillationsprozess bei 230 °C über mehrere Tage das Bitumen in zwei Komponenten trennte: Eine gelbe, flüssige, destillierbare Fraktion und eine feste Fraktion, die er bereits Asphaltene nannte. Auf den Erkennt-nissen von BOUSSINGAULT aufbauend definierte [RICHARDSON, 1910] Anfang des 20. Jahrhunderts die löslichen Anteile im Bitumen als Maltene. Systematische Unter-suchungen zur Beschreibung des Bitumens als Kolloidsystem – die in Teilen dem heu-tigen Stand entsprechen – gehen auf die Arbeiten von [NELLENSTEYN, 1923] zurück.

Die Aufteilung des Bitumens in eine zusammenhängende, fließfähige Phase (Maltene) und eine darin dispers verteilte Phase (Asphaltene) wird definitionsgemäß anhand des Lösungsverhaltens vorgenommen. Asphaltene werden hierbei als der Anteil des Bi-tumens definiert, der in n-Heptan nicht löslich, aber in Toluol löslich ist, während die Maltene in n-Heptan löslich sind. [DIN 51595, 2000]

Abbildung 2-2: oben: Mizellen-Modell [NÖSLER, 2000]; unten: Yen-Mullins Modell [MULLINS, et al.,

2012]


Nach dem auf [NELLENSTEYN, 1923] zurückgehenden Modell des Kolloidsystems befinden sich einzeln verteilte oder mehrere zusammenhängende Mizellen, also von Harzen umgebene Asphaltene, in der Maltenephase. Die zur Maltenephase zählenden Harze, die ebenso wie die Asphaltene eine relativ hohe Polarität aufweisen, umhüllen und schützen in diesem Modell die Asphaltene (Abbildung 2-2, oben).

Das auf [DICKIE, YEN, 1967] zurückgehende und bis in die heutige Zeit stetig weiter-entwickelte Yen-Modell (mittlerweile oft als Yen-Mullins-Modell bezeichnet) geht eben-falls von einer Trennung des Bitumens in die festen Asphaltene und eine die Asphal-tene umgebende, zusammenhängende Maltenephase aus. Die wesentlichen Unter-schiede zwischen den beiden Modellen betreffen die Verteilung der Asphaltene und Harze in der Kolloidstruktur des Bitumens. Während die Harze nach dem Mizellen-Modell als Schutzschicht für die Asphaltene dienen (siehe Abbildung 2-2, oben), findet nach dem Yen-Mullins-Modell eine direkte Aggregatbildung zwischen den Asphalte-nen statt, bei der sich bis zu zehn Asphaltene zu scheibenförmigen Nanoaggregaten verbinden (siehe Abbildung 2-2, unten). Diese Nanoaggregate sind bis ca. 100 °C stabil, relativ klein und lassen wenige Verbindungen nach außen zu. Durch diese schwachen äußeren Verbindungen, die deutlich von Einflüssen wie der Temperatur oder dem Druck abhängen, werden Cluster aus ca. zwölf Nanoaggregaten gebildet. [MULLINS, 2009]

Die von dem Mizellen-Modell abweichende Auffassung zu der Verteilung der Harze besagt, dass nur etwa 15 M.-% der Harze in den Nanoaggregaten direkt mit den As-phaltenen verbunden sind, während der Großteil der Harze in der Maltenephase ver-teilt ist. [WIEHE, 2012] führt zu der Rolle der Harze im Yen-Modell weiter aus, dass zwischen Asphaltenen und Harzen keine spezielle Anziehung oder Interaktion besteht. Die Interaktion beruht demnach auf Dispersionskräften zwischen großen und flachen polynuclearen Aromaten.

Die Asphaltene sind – ebenso wie die Bitumen selbst – stets unterschiedlich aufge-baut. Selbst innerhalb eines Bitumens können sich die Moleküle der Asphaltene in Größe, Funktionalität und Aufbau unterscheiden. Aufgrund dieser Unterschiede, des komplexen Aufbaus der Asphaltene und der Tatsache, dass sich die Asphaltene nach dem Lösen aus dem Bitumen verändern, wird der Aufbau der Asphaltene nach wie vor in der Literatur kontrovers diskutiert. [MULLINS, et al., 2012]

Neben der Aufteilung der Bitumen in die Asphaltene und die Maltenephase hat sich eine weitere Aufteilung der Maltenephase in chemisch ähnliche und damit charakteris-tische Gruppen etabliert. Diese im Wesentlichen auf der Polarität der Bestandteile be-ruhende Aufteilung der Maltenephase geht auf die Forschungen von [CORBETT,


1969] zurück. Mittels Flüssigchromatographie teilte er die Maltene in Aliphaten (Satu-rates), Aromaten (Aromatics, ursprünglich nephtene aromatics) und Harze (Resins, ursprünglich polar aromatics) auf. Beruhend auf der Trennung der Bitumen nach [CORBETT, 1969] existieren einige Weiterentwicklungen der SARA-Analyse (Satura-tes, Aromatics, Resins, Asphaltenes).

Im US-amerikanischen Raum wird die Trennung nach [ASTM D 4124, 2009] standar-disiert durchgeführt. Die verfahrenstechnischen Optimierungen der Flüssigkeitschro-matographie zur SARA-Analyse von [SEBOR et al., 1999], bei denen die Gruppe der Aromaten zusätzlich in Mono-, Di- und Polyaromaten aufgeteilt wird, finden vor allem im europäischen Raum Anwendung. Andere Vorgehensweisen stellen in erster Linie verfahrenstechnische Vereinfachungen der SARA-Analyse dar. Hier ist die Dünn-schichtchromatographie mittels Flammenionisationsdetektor (Thin Layer Chromato-graph – Flame Ionization Detector: TLC-FID), bei der die Bitumen ebenfalls nach den von [SEBOR et al., 1999] definierten Fraktionen aufgespalten werden kann, das gän-gigste Verfahren [IP 469, 2001].

Die Verteilung, Eigenschaften und Zusammensetzung der einzelnen Fraktionen fasst [LESUEUR, 2009] wie folgt zusammen:

• Die aliphatischen Verbindungen machen etwa 5 bis 15 M.-% des Bitumens aus. Sie sind annähernd farblos, bei Raumtemperatur flüssig und weisen eine Dichte von etwa 0,9 g/cm3 auf. Da es sich um gesättigte Kohlenwasserstoffverbindun-gen handelt, liegt das H/C-Verhältnis nahe 2 und es befinden sich nur Spuren von Heteroatomen in den Molekülketten.

• Der Anteil der Aromaten in den Bitumen wird den meisten Quellen zufolge auf 30 bis 45 M.-% beziffert. Die Angaben zur Farbe und Viskosität bei Raumtem-peratur reichen von gelb und flüssig bis schwarz und hochviskos. Die verschie-denen Angaben in der Fachliteratur sind durch die unterschiedliche Anzahl an Ringverbindungen (Aufteilung in Mono-, Di- und Polyaromaten) zu erklären. Die Dichte der aromatischen Verbindungen beträgt bei 20 °C etwa 1 g/cm3.

• Der Anteil der polaren Verbindungen am Bitumen wird zumeist mit 30 bis 45 M.-% beziffert. In der Literatur teilweise davon abweichende Werte werden mit dem Einsatz unterschiedlicher Lösungsmittel begründet. Die polaren Ver-bindungen sind bei Raumtemperatur ein schwarzer Feststoff mit einer Dichte von 1,07 g/cm3. Die chemische Zusammensetzung ist der der Asphaltene ähn-lich [KOOTS, SPEIGHT, 1975]. Dabei kann die Polarität sogar höher sein [PIÉRI, 1995].


• Bei frischem Destillationsbitumen wird der Anteil der Asphaltene auf 5 bis 20 M.-% beziffert. Durch thermisch-oxidative Prozesse, beispielsweise durch natürliche Alterung oder durch Anblasen, steigt der Asphaltengehalt deutlich an.

Aus den Ergebnissen der SARA-Analyse können Kennwerte zur Beschreibung der Bi-tumen berechnet werden. Gebräuchlich ist hierbei der GAESTEL-Index, der in der Li-teratur teilweise auch als Kolloidal-Index bezeichnet wird [GAESTEL et al., 1971]:

Aliphaten + AsphalteteAromaten + Harze

= GAESTEL Index (Gleichung 2.2)

Da der Index das Verhältnis zwischen dispersen (Aliphaten und Asphaltene) und aus-flockenden (Aromaten und Harze) Bestandteilen ausdrückt, stellt er ein Maß für die kolloidale Stabilität des jeweiligen Bitumens dar [RAHIMIAN, 1989].

2.3 Rheologie und Rheometrie [MEZGER, 2010; GEHM, 1998]

Die Rheologie – dem Wortsinn nach die Lehre vom Fließen – vereinigt als Teilgebiet der Physik das viskose und das elastische Verformungsverhalten. So kann zum einen die reine Viskosität als der Widerstand eines Mediums gegen eine Verformung der Rheologie untergeordnet werden. Zum anderen umfasst die Rheologie ein Material-verhalten, das neben dem Verformungswiderstand auch das elastische Rückverfor-mungspotenzial der Medien berücksichtigt.

2.3.1 Rheologisches Verhalten bitumenhaltiger Bindemittel

Unmodifizierte Bitumen weisen – im Gegensatz zu vielen anderen Substanzen – eine kontinuierliche Zunahme der Steifigkeit bei abnehmender Temperatur auf. Als Extreme weisen sie bei hohen Temperaturen ein rein viskoses Fließverhalten und bei niedrigen Temperaturen ein hartes, rein elastisches, sprödes Verhalten auf. Dieses Verhalten kann durch die rheologischen Modelle des Newtonschen Dämpfers, bzw. der Hookeschen Feder beschrieben werden (Abbildung 2-3). Der Newtonsche Dämpfer beschreibt das rein-viskose Fließen dadurch, dass unter Belastung eine kontinuierlich anwachsende Deformation eintritt, die nach der Belastung ohne elastische Rückver-formung verbleibt. Die Hookesche Feder erzeugt dagegen bei Belastung eine spon-tane, der Belastung proportionale, konstante Deformation, die bei Belastungsende un-mittelbar zurückgeht.

Im Temperaturbereich zwischen den beschriebenen Extremen – bei unmodifizierten Bitumen etwa zwischen -20 und +50 °C – weisen Bitumen sowohl viskose als auch elastische Verformungsanteile auf. Bei einer Abkühlung rein viskosen Bitumens wird dies zunehmend steifer und es tritt eine zunächst geringe elastische Rückverformung auf. Das in dieser Form als elastoviskose Flüssigkeit vorliegende Bitumen kann durch das Maxwell-Modell rheologisch beschrieben werden. Bei dem Maxwell-Modell sind


eine Hookesche Feder und ein Newtonscher Dämpfer in Reihe geschaltet. Hierdurch wird symbolisiert, dass neben dem vorherrschenden, kontinuierlichen viskosen Flie-ßen auch ein elastischer Verformungsanteil auftritt, der zu einer geringen Rückverfor-mung unmittelbar bei Belastungsende führt.

Abbildung 2-3: Zustandsbereiche von Straßenbaubitumen und rheologische Modelle [aus CE-

TINKAYA, 2011 in Anlehnung an [HUTSCHENREUTHER, WÖRNER, 1998] und [ZENKE, 1990]]

Durch die Erwärmung rein elastischen Bitumens treten dagegen viskose Verformungs-anteile in dem primär elastischen Bitumen auf. Das Materialverhalten eines solchen viskoelastischen Festkörpers wird durch das Kelvin-Voigt-Modell symbolisiert. Das Parallelschalten von Hookescher Feder und Newtonschem Dämpfer bei diesem Modell drückt aus, dass die Verformung bei einer Belastung ebenso wie die Rückver-formung nach Belastungsende relativ stark beginnt und mit der Be- bzw. Entlastungs-dauer kontinuierlich abnimmt. Bei ausreichender Entlastungsdauer nimmt das Bitumen wieder die Ausgangsform an; die Elastizität ist zwar verzögert, aber vollkommen.

Für den primären Gebrauchstemperaturbereich der Bitumen, in dem die Steifigkeit ebenso wie die Elastizität bei Abkühlung kontinuierlich zunimmt, wird das Burgers-Modell zur Beschreibung des rheologischen Verhaltens verwendet. Die Reihenschal-tung von Kelvin-Voigt- und Maxwell-Modell symbolisiert alle wesentlichen Eigenschaf-ten des Bitumens im Gebrauchstemperaturbereich: Die einzelne Hookesche Feder steht für auftretende spontane Deformationen bzw. elastische Rückverformungen, der


Newtonsche Dämpfer für viskose, irreversible Kriechprozesse und die parallelgeschal-teten Elemente Hookesche Feder und Newtonscher Dämpfer für verzögerte, elasti-sche Deformationen, die mit der Zeit abnehmen.

Die beschriebenen Zusammenhänge zwischen den Bitumeneigenschaften in den ver-schiedenen Temperaturbereichen und den rheologischen Modellen stellen eine in der Fachliteratur verbreitete Verallgemeinerung und Vereinfachung der Realität dar. Zum einen können die Bitumeneigenschaften die Anwendung komplexerer Modelle erfor-dern. Zum anderen sprechen bestimmte Versuchsarten (z. B. Relaxations- oder Kriechversuche) konkrete Reaktionsprozesse an, die durch die rheologischen Modelle erfasst werden, die dann ggf. im Widerspruch zu der zuvor beschriebenen Zuordnung stehen (vgl. Kapitel 6).

Die beschriebenen Eigenschaften sind auf Basis des Kolloidmodells (vgl. Ab-schnitt 2.2.2) durch die Größe und Struktur der Mizellen zu erklären. Bei hohen Tem-peraturen befinden sich nur relativ kleine Mizellen im Bitumen. Da sich diese frei in der Maltenenphase bewegen können, ist die Viskosität des Bitumens niedrig. Bei einer Abkühlung werden die Mizellen größer, da sich die Asphaltene geringerer Assozisati-onskräfte, die bei hoher Temperatur als molekular aufgelöste Asphaltenanteile disper-gieren, mit zu Mizellen verbinden. Die zunehmend eingeschränkte Bewegungsfreiheit der Mizellen erhöht so die Viskosität des Bitumens bis sich die Mizellen bei kalten Temperaturen nicht mehr bewegen können. In diesem Zustand sind Verformungen nur noch durch die Deformation der Mizellen möglich. Dies führt zu einer elastischen Rück-verformung der Mizellen bzw. des Bitumens bei Belastungsende bzw. zu einem sprö-den Versagen des Bitumens, wenn die Deformationen der Mizellen nicht ausreichen (Abbildung 2-3) [ZENKE, 1990].

Der Zusammenhang zwischen Bitumensteifigkeit und der Temperatur wird klassisch nicht durch kontinuierliche, rheologische Messungen dokumentiert, sondern durch die Ansprache der Bitumen in unterschiedlichen Temperaturbereichen mit unterschiedli-chen Messverfahren. Der Brechpunkt nach Fraaß, zu dessen Bestimmung nach [DIN EN 12593, 2015] das Reißen eines Bitumenfilms bei einer erzwungenen Verformung dokumentiert wird, ist die Temperatur einer zu geringen Fließfähigkeit. Während der Brechpunkt nach Fraaß die Temperatur angibt, bei deren Unterschreitung das Bitumen in einen spröden Zustand übergeht, gibt der Erweichungspunkt Ring und Kugel nach [DIN EN 1427, 2015] die Temperatur an, bei deren Überschreitung ein Newtonsches Fließverhalten eintritt. Zudem stellt der dritte klassische Bitumenkennwert – die Nadel-penetration nach [DIN EN 1426, 2015] – eine „verkappte Viskosität“ bei 25 °C dar, da


dieser Kennwert den Weg angibt, um den das Bitumen bei genormter Belastung nach-gibt. Erst bei höheren Temperaturen, bei denen das Bitumen als rein viskose Flüssig-keit vorliegt, wird klassisch die Viskosität bestimmt. [NEUMANN, RAHIMIAN, 1992]

Abbildung 2-4: oben: Zone des rheologischen Optimums für ein Straßenbaubitumen der Penetration

65 1/10 mm [SYBILSKI, 1991]; unten: Beispiel für die belastungszeitabhängige Binde-mittelsteifigkeit [VAN DER POEL, 1954]


Abbildung 2-4 (oben) zeigt den geradlinigen Zusammenhang zwischen der Tempera-tur und der Bindemittelsteifigkeit, in dem die klassischen Bitumenkennwerte Brech-punkt nach Fraaß, Nadelpenetration und Erweichungspunkt Ring und Kugel sowie die Viskosität bei höheren Temperaturen miteinander verknüpft sind. Hierbei zeigt [SYBILSKI, 1991], dass die Steigung der Geraden selbst bei unmodifizierten Bitumen unterschiedlich ausgeprägt sein kann. Ein flacher Verlauf bedeutet, dass das Bitumen eine größere Temperaturspanne zwischen Brechpunkt nach Fraaß und Erweichungs-punkt Ring und Kugel aufweist. Diese Plastizitätsspanne wird klassisch durch den von [PFEIFFER, VAN DOORMAAL, 1936] eingeführten Penetrationsindex PI ausgedrückt:

PI = 20 - 500 log (800) - log (PEN)

EP - 25

1 + 50 log (800) - log (PEN)EP - 25

(Gleichung 2.3)

mit: PI Penetrationsindex [-] PEN Nadelpenetration bei 25 °C [1/10 mm] EP Erweichungspunkt Ring und Kugel [°C]

Wie die Dämpfer in den rheologischen Modellen anschaulich verdeutlichen, hängt die Verformung neben der Temperatur von der Belastungsdauer ab. Da bei langer Belas-tungsdauer die Verformung zunimmt, nimmt die aus dem Verhältnis zwischen Belas-tung und Verformung berechnete Steifigkeit ab. Abbildung 2-4 (unten) verdeutlicht die-sen Zusammenhang für Bitumen verschiedener Steifigkeit bzw. unterschiedlicher Pe-netrations-indizes. An den gewählten Beispielen zeigt [VAN DER POEL, 1954], dass ein höherer Penetrationsindex neben einer größeren Penetrationsspanne auch eine geringere Empfindlichkeit gegen statische Belastungen zufolge hat.

2.3.2 Rheologische Untersuchungen bitumenhaltiger Bindemittel

Die prüftechnische Ansprache des rheologischen Verhaltens bitumenhaltiger Binde-mittel erfolgt – entsprechend der jeweiligen Anforderungen – mit unterschiedlichen Messgeräten. In Deutschland genormte Prüfverfahren, die nach den [TL Bitumen-StB 07, 2013] durchzuführen sind, erfolgen mittels:

• Biegebalkenrheometer (BBR) • Duktilometer • Dynamischem Scherrheometer (DSR)

Das Kälteverhalten wird im EU-Raum mittels BBR nach [DIN EN 14771, 2012] unter-sucht. Nach den [TL Bitumen-StB 07, 2013] ist hierzu die Temperatur anzugeben, bei der ein Bindemittelbalken bei einem als Drei-Punkt-Biegung durchgeführten Kriechver-such noch ein ausreichendes Fließverhalten aufweist (vgl. Abschnitt 2.5.1 und 3.3.2).


Mit dem Duktilometer werden Bitumen im Gebrauchstemperaturbereich untersucht. Bei der Bestimmung der Streckeigenschaften nach [DIN EN 13589, 2010] wird die Kraft gemessen, die erforderlich ist, um eine Bitumenprobe vorgegebener Abmessun-gen mit einer Geschwindigkeit von 50 mm/min auseinanderzuziehen. Die Entwicklung des Widerstands gegen das erzwungene Fließen liefert charakteristische Funktions-verläufe für die verschiedenen Bindemittelarten. Zur Ansprache des elastischen Rück-verformungspotenzials bitumenhaltiger Bindemittel dient die elastische Rückstellung nach [DIN EN 13398, 2010]. Nach dem erzwungenen Fließen einer Bitumenprobe wird diese durchtrennt, um die ungestörte Rückverformung der Probe zu bestimmen. Da beide Verfahren in erster Linie charakteristische Kennwerte für Polymermodifizierte Bitumen liefern, sind in den [TL Bitumen-StB 07, 2013] nur bei diesen Grenzwerte vor-gegeben.

Mit dem DSR können die Bindemittelsteifigkeit und das elastische Rückverformungs-potenzial theoretisch bei allen für das Bitumen im Asphalt relevanten Temperaturen untersucht werden. Für den Verarbeitungstemperaturbereich ist in [DIN EN 12607-1, 2013] die Bestimmung der dynamischen Viskosität und für den normalen bis hohen Gebrauchstemperaturbereich ist in [DIN EN 14770, 2012] die messtechnische Erfas-sung der Steifigkeit und des elastischen Verformungspotenzials genormt. Da die Re-gelwerke nur einige Grundlagen der DSR-Analytik vorgeben, sind in den folgenden Abschnitten die allgemeinen Grundlagen der Rheologie und Rheometrie (Ab-schnitt 2.3.3) und die Grundlagen der Rheologie und Rheometrie von bitumenhaltigen Bindemitteln (Abschnitt 2.3.4) in Bezug auf die DSR-Analytik zusammengefasst.

2.3.3 Grundlagen rheologischer Untersuchungen mittels DSR

Die rheologischen Untersuchungen mittels DSR erfolgen grundsätzlich durch das Auf-bringen einer Scherspannung auf eine dünne Probe. Durch eine Drehbewegung des oberen Teils der Messgeometrie („dynamische Platte“ in Abbildung 2-5) um die Mittel-punkt-achse wird in der Messprobe als Verbindung zu dem unteren Teil der Messge-ometrie („statische Platte“ in Abbildung 2-5) eine Scherspannung erzeugt.

Die Untersuchungen zum Scherverhalten können mit dem DSR prinzipiell auf zwei Arten erfolgen: Rotierend oder oszillierend. Bei Messungen im Rotationsmodus wird die Scherspannung ausschließlich in eine Richtung aufgebracht, was Rückverformun-gen in spannungsfreien Intervallen nicht ausschließt. Im Oszillationsmodus werden dagegen sinuswellenförmige Spannungen eingeleitet, die alternierend in beide Rich-tungen weisen. Im Rotationsmodus kann so die Steifigkeit (dynamische Viskosität), das Kriechverhalten und als Reaktion auf die in der Belastungsphase aufgebrachte Deformation indirekt die (elastische) Rückverformung in der Entlastungsphase gemes-sen werden. Im Oszillationsmodus wird dagegen neben der Steifigkeit (komplexer


Schermodul) durch die „Verzögerung“ der Materialreaktion das elastische Potenzial (Phasenwinkel) bestimmt.

Abbildung 2-5: Schematische Darstellung des DSR in Anlehnung an

[ZIELKE, 2008]

Der Begriff der Viskosität, mit dem allgemein die Zähigkeit fließfähiger Substanzen beschrieben wird, muss aufgrund seiner unterschiedlichen Verwendung durch das Bei-fügen verschiedener Adjektive konkretisiert werden:

• dynamische Viskosität • kinematische Viskosität • komplexe Viskosität

Die dynamische Viskosität ist die physikalische Eigenschaft, die eine Abhängigkeit zwi-schen Spannungen und Verformungsgeschwindigkeit beschreibt. Versuchstechnisch wird diese durch das Aufbringen einer gleichgerichteten Scherung ermittelt.

η = τ / γ ˙ (Gleichung 2.4)

mit: η Dynamische Viskosität [Pa s] τ Scherspannung [Pa] γ ˙ Scherrate [s-1]

Hierbei ist die Scherrate als die auf die Schichtdicke bezogene Geschwindigkeitsdiffe-renz definiert.

γ ˙ = v / h (Gleichung 2.5)

mit: γ ˙ Scherrate [s-1] v Geschwindigkeitsdifferenz [m/s] h Schichtdicke [m]


Die kinematische Viskosität unterscheidet sich von der dynamischen Viskosität durch die Einbeziehung der Dichte des Fluids. Die kinematische Viskosität wird zumeist mit Viskosimetern gemessen, bei denen das Fließen des Fluids durch die Schwerkraft verursacht wird.

ν = η / ρ (Gleichung 2.6)

mit: ν Kinematische Viskosität [mm2/s] η Dynamische Viskosität [Pa s]

ρ Dichte [kg/m3]

Bei der komplexen Viskosität handelt es sich um eine Größe, die im Gegensatz zu der dynamischen Viskosität durch das Aufbringen einer oszillierenden Scherung ermittelt wird. Sie wird aus den zeitabhängigen Größen der Scherspannung und der Scherge-schwindigkeit im Oszillationsversuch berechnet:

|η*| = τ(t) / γ ˙(t) (Gleichung 2.7)

mit: η* Komplexe Viskosität [Pa s] τ(t) Scherspannung [Pa] γ ˙(t) Scherrate [s-1]

Da es sich bei der komplexen und der dynamischen Viskosität physikalisch um voll-kommen unterschiedliche Größen handelt, weisen sie nur in Sonderfällen (beispiels-weise viskos fließende Substanzen) einen empirisch festgestellten Zusammenhang auf. Dieser wird über die Cox-Merz-Regel wie folgt definiert [COX, MERZ, 1958]:

η(γ ˙) = |η*(ω)|, bei γ ˙ = ω (Gleichung 2.8)

mit: |η*(ω)| Komplexe Viskosität [Pa s] η(γ ˙) Dynamische Viskosität [Pa s] ω Kreisfrequenz [s-1]

Die gebräuchliche Größe zur Quantifizierung der Materialsteifigkeit bei Untersuchun-gen im Oszillationsmodus ist der komplexe Schermodul. Dieser wird als Quotient zwi-schen Scherspannung und Scherung definiert.

|G*| = τ(t) / γ(t) (Gleichung 2.9)

mit: G* Komplexer Schermodul [Pa] τ(t) Scherspannung [Pa] γ(t) Scherung [1]

Im Folgenden wird bei der komplexen Viskosität und dem komplexen Schermodul auf die Betragsstriche verzichtet, da diese für das Verständnis im Rahmen dieser Arbeit nicht erforderlich sind.


Die Scherung γ, die bei der DSR-Analytik das Verhältnis zwischen der Verformung der Probe und dem Spaltabstand quantifiziert, wird im Rahmen dieser Arbeit in Über-einstimmung mit der Fachliteratur auch als Deformation bezeichnet.

Das elastische Rückverformungspotenzial wird durch den Phasenwinkel δ ausge-drückt. Dieser beschreibt die zeitliche Verschiebung zwischen der eingeleiteten Scher-spannung und der daraus resultierenden Verformung der Probe. Ideal elastische Ma-terialien, die nach Beendigung der Krafteinwirkung vollkommen reversibel reagieren, weisen einen Phasenwinkel von 0° auf. Rein viskose Materialien, die auf eine Kraftein-wirkung ausschließlich mit irreversiblen Verformungen reagieren, setzen die einge-brachte Energie durch innere Reibung in Form von Wärme frei. Der Phasenwinkel ideal viskoser Fluide beträgt 90°. Reale Substanzen zeigen sowohl elastische als auch viskose Verhaltenskomponenten auf; ihre Eigenschaften werden als viskoelastisch (δ < 45 °) bzw. elastoviskos (δ > 45 °) bezeichnet (Abbildung 2-6).

Abbildung 2-6: Sinuswellenförmige Scherspannung und Verfomung zur Veranschaulichung des

Phasenwinkels [WISSENSDOKUMENT DSR, 2016]

Mit Kenntnis der beiden elementaren rheologischen Größen komplexer Schermodul und Phasenwinkel lassen sich weitere Kennwerte herleiten, die den Aussagegehalt beider miteinander kombinieren. Dies sind der in Abbildung 2-7 auf der Abszisse ab-zulesende Speichermodul und der durch die Ordinate repräsentierte Verlustmodul. Gemäß Gleichungen 2.10 bis 2.12 lassen sich die rheologischen Größen durch einfa-che trigonometrische Beziehungen miteinander verknüpfen:


Speichermodul:

G’ = G* · cos δ (Gleichung 2.10)

Verlustmodul: G’’ = G* · sin δ (Gleichung 2.11) Komplexer Schubmodul:

G* = �(G'2) + (G''2) (Gleichung 2.12)

Verlustfaktor: tan δ = G’’ / G’ (Gleichung 2.13)

Eine anschauliche Bedeutung erhalten die beiden Module G’ und G’’ entsprechend ihren energetischen Auswirkungen. Der Speichermodul symbolisiert die während des Schervorgangs im Fluid gespeicherte und anschließend wieder freigesetzte Deforma-tionsenergie. Im Gegensatz zu diesem reversiblen und elastischen Anteil stellt der Ver-lustmodul den irreversiblen und viskosen Part dar. Dieser steht für die während der Scherung durch Wärmebildung „verbrauchte“ Energie.

Der Tangens des Phasenwinkels gemäß Gleichung 2.13 wird als Verlust- oder Dämp-fungsfaktor bezeichnet und auch in dieser Form verwendet.

Als Kehrwert der Steifigkeit wird bei einigen Anwendungen – vor allem bei Kriechver-suchen – die Nachgiebigkeit bzw. Komplianz J gemäß Gleichung 2.14 zur Quantifizie-rung der Verformungsbeständigkeit angegeben.

J = γ / τ (Gleichung 2.14)

mit: J Nachgiebigkeit [Pa-1] γ Deformation [-] τ Scherspannung [Pa]

Gemessen werden die rheologischen Größen in der Regel bei Temperatur-, Fre-quenz- oder Amplituden-Tests (beispielsweise in der [AL DSR-Prüfung (T-Sweep), 2014] als Sweep bezeichnet). Hierbei werden die Temperatur, die Frequenz oder die Amplitude (Scherspannung bzw. Deformation) stufenweise oder kontinuierlich verän-dert. So können die rheologischen Eigenschaften in Abhängigkeit von der jeweiligen Größe ermittelt werden.

Die eindeutigen, materialspezifischen Zusammenhänge dieses Abschnitts gelten nur für Messungen im linearen Deformationsbereich (linear-viskoelastischer Bereich = LVE-Bereich) der jeweiligen Proben. Innerhalb des LVE-Bereichs ist das Verhältnis

Abbildung 2-7: Zusammenhänge der im DSR ermit-telbaren Kenngrößen [HAGNER, 2003]


zwischen Spannung und Scherung konstant, sodass die dynamische Viskosität bzw. der komplexe Schermodul unabhängig von der aufgebrachten Spannung ist. Der Pha-senwinkel ist im LVE-Bereich ebenfalls unabhängig von den Deformationsverhältnis-sen.

Außerhalb des LVE-Bereichs hängen die Messergebnisse dagegen von der Deforma-tion und ggf. von der Belastungsdauer ab. Die Deformationen nehmen in überpropor-tionalem Verhältnis zu den Spannungen zu, wodurch die dynamisch Viskosität bzw. der komplexe Schermodul zunimmt. Dieses Materialverhalten wird als scherverdün-nend, strukturviskos oder pseudoplastisch bezeichnet. Bei einigen Substanzen kann auch eine Steifigkeitszunahme (scherverdickendes bzw. dilatantes Verhalten) eintre-ten.

Zudem ist bei Oszillationsversuchen außerhalb des LVE-Bereichs oftmals festzustel-len, dass die Reaktion des Materials auf eine sinuswellenförmige Beanspruchung nicht mehr sinuswellenförmig verläuft. Hierdurch verlieren viele der genannten Zusammen-hänge (beispielsweise die Definitionen von Speicher- und Verlustmodul) ihre Gültig-keit. Die Materialanalyse wird weitaus komplexer, wodurch praxisrelevante Zusam-menhänge teilweise weniger eindeutig sind. Dennoch werden Oszillationsmessungen außerhalb des LVE-Bereichs, die in Abgrenzungen zu den als SAOS (Small Amplitude Oscillatory Shear) bezeichneten Messungen im LVE-Bereich als LAOS (Large Amplitude Oscillatory Shear) bezeichnet werden, in den letzten Jahren in einigen Be-reichen wie beispielsweise in der Polymerindustrie für eine umfassendere Analyse an-gewendet. Verbreitet ist hierbei die Analyse mittels Lissajous-Figuren.

In Lissajous-Figuren werden die während der sinuswellenförmigen Belastung kontinu-ierlich erfasste Deformation bzw. Scherrate auf der Abszisse und die zum selben Zeit-punkt erfasste Scherspannung auf der Ordinate dargestellt. Reagiert die Messprobe mit einer sinuswellenförmigen Antwort auf die sinuswellenförmige Beanspruchung, zeigt sich dies durch die Ellipsenform in den Lissajous-Figuren (Abbildung 2-8, links). Beanspruchungen außerhalb des LVE-Bereichs können dagegen bei einer nicht si-nuswellenförmigen Materialantwort zu signifikanten Abweichungen von der Ellipsen-form führen (Abbildung 2-8, rechts). Dieses nichtlineare Verhalten kann durch die Tan-gentenmoduln G‘L, Sekantenmoduln G‘M, Tangentenviskositäten η‘L und Sekantenvis-kositäten η‘M sowie die daraus berechneten dimensionslosen Indices S und T quanti-fiziert werden [EWOLDT, et al., 2008].

Die genannten Moduln und Viskositäten werden entsprechend Abbildung 2-8 ermittelt. Tangentenmodul (Scherspannung in Abhängigkeit von der Deformation) bzw. Tangen-tenviskosität (Scherspannung in Abhängigkeit von der Scherrate) quantifizieren die Steigung der Tangenten im Spannungsnullpunt. Als Steigung der Sekanten durch den


Maximalwert der Spannung und durch den Koordinatenursprung werden dagegen Se-kantenmodul (Scherspannung in Abhängigkeit von der Deformation) und Sekantenvis-kosität (Scherspannung in Abhängigkeit von der Scherrate) berechnet. Die nach den folgenden Gleichungen zu bestimmenden Indices S und T quantifizieren das Verhält-nis zwischen den Tangenten- und Sekantenmoduln bzw. -viskositäten: [EWOLDT, et al., 2008]

S = G'L - G'MG'L

(Gleichung 2.15)

T = η'L - η'Mη'L

(Gleichung 2.16)

mit: S Index Tangenten-/ Sekantenmodul [-] T Index Tangenten-/ Sekantenviskosität [-]

G‘L Tangentenmodul [Pa] G‘M Sekantenmodul [Pa] η‘L Tangentenviskosität [Pa s] η‘M Sekantenviskosität [Pa s]

Im LVE-Bereich bzw. bei sinuswellenförmiger Materialantwort der Probe verlaufen die Tangenten- und Sekantenmoduln nahezu parallel. Die Indices S und T ergeben sich folglich näherungsweise zu Null. Eine nicht sinuswellenförmige Reaktion der Probe auf die sinuswellenförmige Beanspruchung bewirkt dagegen ein Abweichen von der Ellip-senform, wodurch die Tangenten- und Sekantenmoduln unterschiedlich ausfallen und die Indices S und T deutlich von Null abweichen. [EWOLDT, et al., 2008].

Abbildung 2-8: Lissajous-Figuren bei sinuswellenförmiger (links) bzw. bei nicht sinuswellenförmiger

Materialantwort (rechts) [MCKINLEY, et al., 2012]

Bei Messungen im LVE-Bereich liefern die verschiedenen Messgeometrien (Platte-Platte und Platte-Kegel, Abbildung 2-9) generell die gleichen Ergebnisse. Da die Ver-teilung der unterschiedlichen, vom Mittelpunkt aus zunehmenden Scherrate bzw. De-formation bei der Platte-Platte-Messgeometrie bekannt sind, kann im LVE-Bereich aus dem Widerstand der Probe die (konstante) Steifigkeit berechnet werden. Durch die


konstante Scherrate bzw. Deformation bei der Platte-Kegel-Messgeometrie, die durch die Proportionalität zwischen Spaltabstand und Mittelpunktabstand sichergestellt ist, können auch außerhalb des LVE-Bereichs eindeutige, der jeweiligen Scherrate bzw. Deformation entsprechende Ergebnisse gemessen werden. Von [MOTAMED, BAHIA, 2011] wird die Verwendung der Platte-Kegel-Messgeometrie vor allem bei Untersu-chungen außerhalb des LVE-Bereichs zudem aufgrund der Fließprozesse innerhalb der Probe bei größeren Plattenabständen empfohlen.

Abbildung 2-9: Links: Platte-Kegel-Messgeometrie; rechts: Platte-Platte-Messgeometrie [MEZGER,

2010]

Ein weiterer Vorteil der Platte-Kegel-Messgeometrie tritt bei der Untersuchung niedrig-viskoser Proben auf. Zum einen führt der selbst am Rand geringe Plattenabstand dazu, dass nur geringe Teile der Probe aus dem Spalt fließen und somit nicht mehr zur Messung beitragen. Zum anderen geht der Widerstand des Fluids am Probenrand im Gegensatz zu der Platte-Platte-Messgeometrie nicht überproportional (aufgrund der höheren Scherrate) in die Messung ein.

In der Handhabung weist die Platte-Kegel-Messgeometrie jedoch Nachteile auf. Zum einen führt die geringste Abweichung des vorgegebenen Spaltabstands aufgrund der notwendigen Proportionalität zwischen Spaltabstand und Mittelpunktabstand unmittel-bar zu fehlerhaften Messungen. Zum anderen können nur Substanzen mit sehr klei-nen Partikeln untersucht werden. Da der Spaltabstand etwa dem fünffachen des größ-ten Partikels entsprechen sollte, erlauben die gängigen Messgeometrien zumeist nur maximale Partikelgrößen von etwa 20 μm.

2.3.4 Grundlegende Untersuchungen bitumenhaltiger Bindemittel mittels DSR

Als grundlegende Untersuchungen mittels DSR können aufgrund der langjährigen An-wendung die Bestimmung der dynamischen Viskosität und die Bestimmung des kom-plexen Schermoduls bzw. des Phasenwinkels bezeichnet werden. Die aktuellen Ent-wicklungen zur Ansprache konkreter Performance-Eigenschaften sind in Abschnitt 2.5 zusammengefasst.


Die (dynamische) Viskosität dient klassisch zur Charakterisierung der Bindemittelei-genschaften bei der Asphaltherstellung und -verarbeitung, da die Bindemittel hier ein rein viskoses Fließverhalten aufweisen. In diesem Zustand zeigen die Bindemittel die Eigenschaften eines Newtonschen Fluids, das unter anderem dadurch charakterisiert ist, dass die Viskosität unabhängig von der Deformationsgeschwindigkeit ist. Die Scherrate kann folglich bei den DSR-Messungen frei gewählt werden. Prinzipiell be-einflusst die Wahl der Messgeometrie die Ergebnisse ebenfalls nicht. Aufgrund der geringen Viskosität des Bitumens liefern Messungen mit einem Platte-Kegel-System jedoch zuverlässigere Messergebnisse (vgl. Abschnitt 2.3.3). Mit dem DSR erfolgt die Bestimmung der dynamischen Viskosität nach [DIN EN 13702-1, 2010].

Basierend auf den Erkenntnissen des 1993 beendeten Großforschungsprojektes „Strategic Highway Research Program“ (SHRP) wurden in den USA als Regelwerk für Bitumenuntersuchungen mittels DSR die [AASHTO TP 5, 1998] eingeführt. Hiernach können die komplexen Schermoduln und Phasenwinkel bei Bindemittelsteifigkeiten von 100 Pa bis 10 MPa – was etwa dem Temperaturbereich von 5 und 85 °C entspre-chen soll – bei einer Oszillationsfrequenz von 1,59 Hz (entspricht der Kreisfrequenz von ω = 10 s-1) gemessen werden. Die Frequenz wurde gewählt, da sie der Verkehrs-belastung bei 60 mph (≈ 97 km/h) und damit dem typischen Verkehrsfluss des Fern-verkehrs auf Hauptverkehrsstraßen entsprechen soll [MARASTEANU, 2007]. Für eine korrekte Messung werden in [AASHTO TP 5, 1998] des Weiteren die Wahl der Mess-geometrie (Platte-Platte-Messgeometrie mit 8 mm Durchmesser und 2 mm Plattenab-stand bzw. mit 25 mm Durchmesser und 1 mm Plattenabstand) und die aufzubringen Deformation bzw. Scherspannung (siehe Tabelle 2-1) vorgegeben.

Die Messungen nach [AASHTO TP 5, 1998] dienen der Spezifikation von Bitumen-klassen in Performance Grade (PG)-Klassen. Mit dem DSR wird hierzu die Verfor-mungsbeständigkeit bei hohen Gebrauchstemperaturen bei frischem und kurzzeitge-altertem (RTFOT, in Deutschland nach [DIN EN 12607-1, 2013]) Bitumen sowie die Ermüdungsbeständigkeit im normalen Gebrauchstemperaturbereich bei langzeitgeal-tertem (PAV in Deutschland nach [DIN EN 14769, 2012]) gemessen. Für die Spezifi-kation in PG-Klassen sind die Temperaturen anzugeben, bei denen die in Tabelle 2-1 angegebenen Anforderungen eingehalten werden. Tabelle 2-1: Anforderungen an Bitumen zur Einordnung in PG-Klassen nach [AASHTO TP 5, 1998]

Material Alternative Vorgabemöglichkeiten

Anforderung γ [%] τ [kPa]

Original-Bindemittel 9 – 15 0,09 – 0,15 G* / sin δ ≥ 1,0 kPa

RTFO-Alterung 8 – 12 0,18 – 0,26 G* / sin δ ≥ 2,2 kPa

PAV-Alterung 0,8 – 1,2 40 – 60 G* · sin δ ≤ 5,0 MPa


Seit 2006 sind die Untersuchungen zur Bestimmung von komplexem Schermodul und Phasenwinkel im europäischen Regelwerk verankert. Die [DIN EN 14770, 2012] gibt hierzu die Rahmenbedingungen vor, während in der [AL DSR-Prüfung (T-Sweep), 2014] die praktische Durchführung der Versuche konkretisiert ist. Den Regelwerken sind neben Angaben zur Probenvorbereitung und dem Temperatur- und Frequenzbe-reich vor allem Angaben zu der geeigneten Messgeometrie und dem Messen im LVE-Bereich zu entnehmen.

Als Messgeometrie werden Platte-Platte-Systeme mit 25 mm bzw. 8 mm Durchmesser empfohlen. Deren Arbeitsbereiche werden anhand der gemessenen komplexen Schermoduln mit 1 kPa bis 100 kPa für die große und 100 kPa bis 10 MPa für die kleine Messgeometrie begrenzt. Gemäß [AIREY, 2002] führt eine Überschreitung der gegebenen Maximalwerte zu fehlerhaften Messergebnissen in Form einer Unterschät-zung der komplexen Schermoduln und einer Überschätzung der Phasenwinkel.

Der LVE-Bereich, innerhalb dessen nach den aktuellen Regelwerken stets zu messen ist, wird in [DIN EN 14770, 2012] anhand einer maximalen Variation des komplexen Schermoduls von 5 % definiert. In der [AL DSR-Prüfung (T-Sweep), 2014] sind dage-gen sinnvolle Deformationen für die in den [TL Bitumen-StB 07, 2013] genormten Bi-tumen, jeweils in Abhängigkeit von der Temperatur angegeben. Abgesehen von Stan-darduntersuchungen bei den genormten Bitumen ist jedoch die Überprüfung der Gren-zen des LVE-Bereichs zur Sicherstellung aussagekräftiger Messergebnisse stets not-wendig.

Die graphische Darstellung der Messergebnisse komplexer Schermodul und Phasen-winkel kann auf unterschiedliche Weisen erfolgen. In vielen Fällen einfach und eindeu-tig zu interpretieren sind Diagramme, in denen der veränderliche Vorgabewert, also die Temperatur, Frequenz oder Deformation auf der Abszisse und die Messergebnisse komplexer Schermodul bzw. Phasenwinkel auf der Ordinate aufgetragen werden. Bei dieser Darstellungsweise wird zwischen Isochronen und Isothermen unterschieden. Bei Isochronen ist die Belastungsdauer stets konstant, während bei Isothermen die Temperatur unverändert bleibt.

Bei anderen Darstellungsformen werden auf der Abszisse und der Ordinate verschie-dene rheologische Kennwerte miteinander verknüpft. Auf eine explizite Angabe der Vorgabewerte wie Temperatur, Frequenz oder Deformation wird hierbei verzichtet, so-dass beispielsweise Messungen unter variablen Frequenz- und Temperaturbedingun-gen miteinander verknüpft werden. Gängige Beispiele für diese Darstellungsweise sind das Black-Diagramm oder das Cole-Cole-Diagramm. Bei dem Black-Diagramm wer-den die komplexen Schermoduln in Abhängigkeit vom Phasenwinkel dargestellt. Im


Cole-Cole-Diagramm wird der Verlustmodul auf der Ordinate in Abhängigkeit von dem auf der Abszisse aufgetragenen Speichermodul dargestellt.

2.4 Klassifizierung von Bitumen

Im Rahmen dieser Arbeit wird der Begriff „Bitumen“ gemäß [TL Bitumen-StB 07, 2013] für die (unmodifizierten) Basisbitumen verwendet. „Bindemittel“ ist dagegen der Ober-begriff für die „modifizierten Bitumen“. So handelt es sich beispielsweise bei einem „Polymermodifizierten Bitumen“ um ein „Bindemittel“.

Die Anforderungen an den Asphalt – und damit auch an die Bindemittel – sind in den vergangenen Jahrzehnten deutlich gestiegen und dieser Prozess wird sich in den kom-menden Jahren weiter fortsetzen. Die wachsenden Verkehrsbelastungen, die Klima-veränderungen oder Anforderungen des Umwelt- oder Gesundheitsschutzes hatten und haben die Entwicklung unterschiedlicher Bindemittelmodifizierungen zur Folge. Einige dieser Entwicklungen wie beispielsweise die Polymermodifizierten Bitumen sind bereits seit Jahren fest im Regelwerk verankert, während andere Entwicklungen wie die wachsmodifizierten Bitumen bislang noch über Merkblätter geregelt sind. Mehr-fachmodifizierungen wie beispielsweise die Kombination aus Polymer- und Wachsmo-difikation finden ebenfalls häufig Anwendung, ohne dass sich bislang klare Anforde-rungen hierfür in den Regelwerken wiederfinden. Weitere Modifizierungsarten wie bei-spielsweise chemische Modifikationen haben dagegen im deutschen Straßenbau nur eine untergeordnete Bedeutung.

2.4.1 Straßenbaubitumen (unmodifizierte Bitumen)

Die unmodifizierten Straßenbaubitumen, die nach wie vor den Großteil der im Stra-ßenbau verwendeten Bitumen ausmachen, sind nach den [TL Bitumen-StB 07, 2013] primär anhand ihrer physikalischen Grundeigenschaften klassifiziert. Da es sich bei Bitumen um ein Naturprodukt handelt, das je nach der Provenienz oder Aufbereitung teils deutliche Unterschiede aufweist, bestehen mit beispielsweise 8 K bei dem Erwei-chungspunkt Ring und Kugel große Toleranzen an die Kennwerte. Die teilweise deut-lichen Unterschiede von Bitumen gleicher Sorte zeigen sich neben den physikalischen Eigenschaften an der chemischen Zusammensetzung [RADENBERG, et al., 2014].

Im Gegensatz zu den meisten modifizierten Bitumen weisen unmodifizierte Straßen-baubitumen eine konstante Abnahme der Steifigkeit und der elastischen Verformungs-anteile mit zunehmender Temperatur bzw. abnehmender Frequenz auf. Dies zeigt sich an dem konstanten Funktionsverlauf in einem Black-Diagramm. So können in einem Black-Diagramm bei Bitumen gleicher Härte aber unterschiedlicher Provenienz und/o-der Herstellung ggf. generelle rheologische Unterschiede anhand abweichender Funk-tionsverläufe identifiziert werden. Im Gegensatz dazu sind die Funktionsverläufe von


Bitumen gleicher Provenienz und Herstellung aber unterschiedlicher Härte weitestge-hend identisch. [RADENBERG, et al., 2014]

Im Rahmen dieser Arbeit werden die Bitumen der Sorten 20/30, 30/45, 50/70 und 70/100, die zusammen mit dem 160/220 nach den [TL Bitumen-StB 07, 2013] als Stra-ßenbaubitumen bezeichnet werden, zur deutlichen Unterscheidung zu den modifizier-ten Bitumen zumeist als „unmodifizierte Bitumen“ bezeichnet.

2.4.2 Polymermodifizierte Bitumen

Neben den unmodifizierten Straßenbaubitumen sind die Polymermodifizierten Bitu-men als zweite Gruppe in den [TL Bitumen-StB 07, 2013] klassifiziert. Die gemäß [SCHÄFER, et al., 2002] bereits seit 1973 in Deutschland im Straßenbau eingesetzten Polymermodifizierten Bitumen dienen in erster Linie der Erweiterung der Plastizitäts-spanne. Durch die Modifizierung wird die Temperaturabhängigkeit reduziert, was zu einer Erhöhung der Kälteflexibilität und der Verformungsbeständigkeit bei warmen Temperaturen führen soll. Die elastomermodifizierten Bitumen, die neben den plastomermodifizierten Bitumen in den [TL Bitumen-StB 07, 2013] klassifiziert sind, weisen daneben ein ausgeprägtes elastisches Verformungsverhalten auf.

Die elastomermodifizierten Bitumen, die den Großteil der Polymermodifizierten Bitu-men ausmachen (laut [AIREY, 2003] zu dem Zeitpunkt weltweit ca. 75 %), wirken im Bitumen derart, dass sie die aufgebrachten Verformung durch ein Strecken der Elasto-mere aufnehmen, um nach Entlastung eine Rückverformung in die Ausgangsform zu bewirken. Die Plastomere formen dagegen ein starres, räumliches Netzwerk, durch das bereits die Entstehung von Verformungen reduziert wird. [AIREY, 2002-B]

Unter den Elastomermodifikationen findet das Styrol-Butadien-Blockcopolymere (SBS) die meiste Anwendung. Andere Zusätze wie beispielsweise Ethylen-Propylen-Dien-Terpolymer (EPDM) kommen dagegen in Deutschland wenig zum Einsatz. Unter den Plastomermodifikationen wird – vor allem international – das Ethylene Vinyl Ace-tate (EVA) häufig eingesetzt. In Deutschland ist zudem der Einsatz von Ethylene Co-polymer Bitumen (ECB) relativ verbreitet.

Bei dem Mischen von Bitumen mit SBS werden die öligen Fraktionen des Bitumens (vor allem die Aromaten) von dem SBS absorbiert. Die Polymere quellen hierdurch bis zum Neunfachen ihres Ausgangsvolumens an. Bei einer ausreichenden SBS-Kon-zentration entsteht so eine zusammenhängende Polymerphase, die die Eigenschaften des Basisbitumens charakteristisch verändert [BRULE, 1996]. Die Eignung von Bitu-men zur Modifizierung mit SBS wird oft anhand des GAESTEL-Index bewertet (vgl.


Abschnitt 2.2.2). [OLIVER et al., 2012] führen hierzu aus, dass Basisbitumen mit nied-rigen GAESTEL-Indizes besser für eine Modifizierung geeignet sind als Bitumen mit einem hohen GAESTEL-Index.

Abbildung 2-10: oben: Einfluss des SBS-Gehalts auf die Mikrostruktur und den Erweichungspunkt Ring

und Kugel [PLANCHE, et al., 2010]; unten: Black-Diagramm für ein Bitumen im Aus-gangzustand sowie nach einer Modifizierung mit 3, 5 bzw. 7 M.-% SBS [WHITEOAK, READ, 2003]


Mit zunehmendem Gehalt an SBS-Polymeren im Bitumen nimmt deren Wirkung zu. [PLANCHE, et al., 2010] illustrieren hierzu zwei Phasenwechsel (Abbildung 2-10, oben), bei denen sich die Struktur des SBS im Bitumen verstärkt. Den ersten Phasen-wechsel geben sie etwa bei 2 M.-% und den zweiten bei etwa 5 M.-% an. Unterhalb von 2 M.-% ist die Wirkung relativ gering und oberhalb von 5 M.-% aufgrund einer vermehrten Vernetzung stark ausgeprägt.

Die unterschiedlich ausgebildeten Polymerstrukturen bewirken auch eine charakteris-tische Veränderung der Bindemittelrheologie. [PLANCHE, et al., 2010] verdeutlichen dies an der Entwicklung des Erweichungspunktes Ring und Kugel, der von ca. 40 °C bei dem Basisbitumen über ca. 45 °C bei einem Modifizierungsgrad von 3 M.-% und ca. 85 °C bei einem Modifizierungsgrad von 6 M.-% bis zu ca. 115 °C bei einem Modi-fizierungsgrad von 16 M.-% ansteigt. Andere Autoren wie [AIREY, 2003] oder [WHI-TEOAK, READ, 2003] verdeutlichen den komplexen Einfluss auf das rheologische Verhalten anhand von Black-Diagrammen. Aus dem Black-Diagramm in Abbildung 2-10 (unten) wird ersichtlich, dass neben der Bindemittelsteifigkeit auch das elastische Rückverformungspotential (Phasenwinkel) des Bitumens zunimmt. Hierdurch entsteht eine charakteristische Veränderung des Funktionsverlaufs im Black-Diagramm gegen-über den stetigen Verläufen unmodifizierter Bitumen.

Die elastomer- und plastomermodifizierten Bitumen sind neben den unmodifizierten in den [TL Bitumen-StB 07, 2013] genormt. Hierzu werden Klassen mit unterschiedlichen Härtegraden und unterschiedlich ausgeprägter Wirkung der Polymere angegeben. An-forderungen an die zu einer präzisen rheologischen Analyse erforderlichen DSR- und BBR-Kennwerte werden jedoch – im Gegensatz zu den zwischenzeitlich geltenden [TL PmB, 2001] – nicht gestellt.

2.4.3 Gummimodifizierte Bitumen (GmB)

Gummimodifizierte Bitumen, die in einer weiter gefassten Definition den Polymermo-difizierten Bitumen zugeordnet werden können, sind ein weiterer Ansatz zur Verbes-serung der Bindemitteleigenschaften. Neben der versteifenden Wirkung bei hohen Ge-brauchstemperaturen soll durch den Einsatz von Gummimehl vor allem das Kältever-halten verbessert werden. Zudem wird der Einsatz von Gummimehl zur Ressourcen-schonung angestrebt, da neben speziellen Additiven vielfach aufbereitete Altreifen zur Modifizierung verwendet werden.

Seit dem Inkrafttreten der [E GmBA, 2012] sind die Anforderungen an Gummimodifi-zierte Bitumen im deutschen Regelwerk verankert. Vergleichbar mit den Polymermo-difizierten Bitumen werden hierin Klassen verschiedener Gummimodifizierter Bitumen


definiert. Dabei sind in den [E GmBA, 2012] neben den klassischen Bitumenkennwer-ten auch quantitative Forderungen an die rheologischen Bindemitteleigenschaften ge-stellt. So sind Anforderungen an das Verhalten bei tiefen Temperaturen anhand der mittels BBR bei -16 °C gemessenen Biegekriechsteifigkeit und des m-Wertes und An-forderungen an das Verformungsverhalten anhand der mittels DSR bei 60 °C und einer Frequenz von 1,59 Hz bestimmten komplexen Schermoduln und Phasenwinkel nach-zuweisen.

In den [E GmBA, 2012] wird zwischen der Gummimodifizierung im Nass- und im Tro-ckenverfahren unterschieden. Während beim Trockenverfahren additiviertes Gummi-mehl oder Gummimodifiziertes Bitumengranulat während der Asphaltherstellung zu-gegeben wird, handelt es sich bei dem Nassverfahren um gebrauchsfertige Gummi-modifizierte Bitumen. Derartige Gummimodifizierte Bitumen bestehen aus einem Ba-sisbitumen, das bei einer Mischtemperatur von ca. 180 °C mit additiviertem Gummi-mehl und ggf. weiteren Additiven modifiziert wird. Durch das Rühren bei der Tempe-ratur von 180 °C gehen die öligen Bestandteile des Bitumens eine Verbindung mit dem Elastomeranteil der Gummipartikel ein. Hierdurch quellen die Gummiteilchen auf. Die-ser Prozess, der zu einer Versteifung und zum Auftreten elastischer Verformungsan-teile führt, tritt mit einer zeitlichen Verzögerung nach der Zugabe des Gummimehls auf. Dies geschieht in einer Reifungszeit von 1 bis 2 Stunden, die das Gummimodifizierte Bitumen nach dem Mischvorgang zu lagern ist. Ein Teil der Gummiteilchen reagiert nicht mit dem Bitumen und verbleibt in seiner ursprünglichen Form.

Das zur Modifizierung verwendete Gummimehl darf nach den [E GmBA, 2012] eine Korngröße von maximal 1,0 mm aufweisen. Im Gegensatz zu den Polymer- oder den wachsmodifizierten Bitumen handelt es sich aufgrund der Größe der Gummipartikel und deren in der Regel unvollständigen Lösungsverhalten bei den Gummimodifizierten Bitumen um keine reine Flüssigkeit.

Als Zugabeanteil sehen die [E GmBA, 2012] eine Spanne von 10 bis 20 M.-% vor. Die Wirkung auf das rheologische Verhalten des Bindemittels, die trotz prinzipiell gleicher Wirkung im Detail deutlich anders ausfallen kann als die Wirkung einer Polymermodi-fizierung, nimmt mit zunehmendem Gummigehalt zu (Abbildung 2-11). Der optimale Gehalt an Gummimehl hängt dabei von den zu erzielenden Eigenschaften des modifi-zierten Bitumens und ganz entscheidend von den Eigenschaften des Gummimehls ab [SEBAALY, et al., 2003].


Abbildung 2-11: oben: Black-Diagramm von Gummimodifizierten Bitumen mit unterschiedlichen

Modifizierungsgraden [GOGOLIN, 2011]; unten: Black-Diagramm (vertauschte Achsen) von Gummimodifizierten Bitumen im Vergleich zu unmodifiziertem bzw. SBS-modifiziertem Bitumen [VAN DE VEN, JENKINS, 2003]

1,0E+03

1,0E+04

1,0E+05

1,0E+06

1,0E+07

1,0E+08

1,0E+09

0 10 20 30 40 50 60 70 80 90

Kom

plex

er S

cher

mod

ul G

* [Pa

]

Phasenwinkel φ [º]

Prüftemperatur T = 30 ºCPrüftemperatur T = 20 ºCPrüftemperatur T = 10 ºCPrüftemperatur T = 0 ºCPrüftemperatur T = -10 ºCBelastungsfrequenz f = 10 HzBelastungsfrequenz f = 5 HzBelastungsfrequenz f = 1 HzBelastungsfrequenz f = 0,1 Hz

50/70+20GG

50/70+10GG

50/70

(c)


2.4.4 Wachsmodifizierte Bitumen (WmB)

Die auf dem deutschen Markt verbreiteten Wachsadditive Fischer-Tropsch-Wachs, Amidwachs und Montanwachs sind in dem [M TA, 2011] aufgeführt. Alle Wachsad-ditive weisen aufgrund ihres Schmelzpunktes, ihres festen Aggregatzustands unter-halb und niedrigviskosen Verhaltens oberhalb des Schmelzpunktes grundlegend iden-tische Einflüsse auf das Bitumen auf.

Bei hohen Temperaturen, die in der Regel bei der Asphaltherstellung und -verarbei-tung vorliegen, wird die Viskosität durch die Wachse reduziert. Neben der Viskositäts-senkung stellten [HANZ, et al., 2010] bei hohen Temperaturen eine Verbesserung der Schmierwirkung durch die Wachsadditive fest. Hierdurch kann der im Vergleich zu der Viskositätssenkung der Bindemittel am Asphalt in situ festgestellte, wesentlich größere Einfluss der Wachse auf das Verarbeitungsverhalten erklärt werden. Bei normalen und vor allem hohen Gebrauchstemperaturen wird die Bindemittelsteifigkeit erhöht. Bezüg-lich des Kälteverhaltens ist ein Anstieg des Brechpunktes nach Fraaß festzustellen. Dieser Einfluss gilt bei praxisgerechten Wachsgehalten von 3 M.-% als vernachlässig-bar und ist erst bei hohen Wachsgehalten von 6 M.-% deutlich festzustellen. Zudem ist der Einfluss auf das Kälteverhalten gemäß [EDWARDS, et al., 2010] bei Fischer-Tropsch-Wachs stärker, während er bei einer Modifizierung mit Amidwachs nur einen geringen Einfluss feststellt.

Im Detail weisen die verschiedenen Wachsadditive bezüglich ihres Aufbaus, ihrer Wir-kungsweise und der Eigenschaften der modifizierten Bitumen Unterschiede auf. Einen prinzipiellen Unterschied bezüglich des chemischen Aufbaus stellt die Größe der vor-kommenden Moleküle dar. So handelt es sich bei den handelsüblichen Amidwachsen um chemische Verbindungen mit 15 bis 40 Kohlenstoffatomen, während die Fischer-Tropsch-Wachse aus kettenförmigen Verbindungen mit 45 bis 100 Kohlenstoffatomen bestehen [MERUSI, et al., 2013]. Die Verbindung, die die Wachsadditive mit den Bitu-men eingehen, beschreiben [POLACCO, et al., 2012] derart, dass die Fischer-Tropsch-Wachse aufgrund ihres apolaren Charakters hauptsächlich mit der Maltene-phase interagieren, während die Amidwachse wohl eher Verbindungen mit den As-phaltenen eingehen. Letztendlich erklären [MERUSI, et al., 2013] das Materialverhal-ten anhand ihrer Hypothese, wonach die Wachsadditive durch die Bildung von Netz-werkstrukturen zu einer signifikanten Veränderung der Kolloidstruktur des Bitumens führen, die sich in einer deutlichen Veränderung des rheologischen Verhaltens zeigt.

Die sprunghaften Übergänge zwischen der viskositätssenkenden Wirkung der Wachse im flüssigen Zustand und ihrer unmittelbar nach der Kristallisation stark versteifenden Wirkung haben ein komplexes rheologisches Verhalten zur Folge. Abbildung 2-12 ver-


deutlicht dies anhand des unstetigen Funktionsverlaufs eines mit Amidwachs modifi-zierten Bitumens im Black-Diagramm.

Abbildung 2-12: Black-Diagramm (vertauschte Achsen) eines mit Amidwachs modifizierten Bitumens

[POLACCO, et al., 2012]

2.5 Eigenschaften und Untersuchungsmethoden von bitumenhaltigen Binde-mitteln in unterschiedlichen Temperaturbereichen

Die Eigenschaften von bitumenhaltigen Bindemitteln sind in hohem Maße temperatur-abhängig. Hieraus resultieren auch die unterschiedlichen Schadensbilder, die vom Bindemittel ausgehend im Asphalt auftreten können. Das spröde Verhalten bei niedri-gen Temperaturen kann schon bei kleinen Verformungen zu Rissen führen. Eine ge-ringe Steifigkeit, vor allem in Kombination mit hohen plastischen Deformationsanteilen, kann zu dauerhaften Verformungen und dadurch im Asphaltstraßenbau zu Spurrin-nenbildungen führen. Beanspruchungen, die für sich betrachtet keine Schädigung ver-ursachen würden, können bei oft wiederholtem Auftreten ein Ermüden des Bindemit-tels und damit Rissbildung im Asphalt verursachen. Dieses Schadensbild ist vor allem im mittleren Temperaturbereich, also dem Temperaturbereich, der am häufigsten auf-tritt, festzustellen.

2.5.1 Kälteverhalten

Durch Abkühlung auf niedrige Temperaturen werden im Asphalt kryogene Zugspan-nungen erzeugt. Diese Spannungen können bis zu einem gewissen Maß von der


ebenfalls mit abnehmender Temperatur ansteigenden Zugfestigkeit des Asphalts auf-genommen werden. Im Gegensatz zu den kryogenen Zugspannungen erreicht die Zugfestigkeit jedoch während der Abkühlung einen Maximalwert, nach dessen Unter-schreitung die zunehmende Sprödigkeit zu einem Rückgang der Zugfestigkeit führt. Hierdurch wird bei schneller Abkühlung oder bei kontinuierlicher Abkühlung auf sehr niedrige Temperaturen eine Bruchtemperatur erreicht, bei der die kryogenen Zugspan-nungen – ggf. in Kombination mit mechanischen Zugspannungen – die Zugfestigkeit des Asphalts überschreiten und so zur Rissbildung führen (Abbildung 2-13).

Neben der Rissbildung aufgrund eines einmaligen extremen Wetterereignisses kön-nen Kälterisse auch bei milderen Temperaturen entstehen. Die zunächst nur minima-len Risse wachsen bei dem als Thermal Fatigue Cracking bezeichneten Vorgang durch wiederkehrende Kältephasen langsam an, bis als Schädigung wahrnehmbare Risse entstehen. [FARRAR, et al., 2013]

Die Kälterisse können in der Grenzfläche zwischen Bindemittel und Gestein ihren Ur-sprung nehmen. Zumeist entstehen die Kälterisse gemäß [VONK, et al., 2003] jedoch innerhalb des Bitumenfilms. Daher sind die Kälteeigenschaften des Bindemittels ne-ben den Adhäsionseigenschaften die entscheidenden Einflussparameter für die Rissentstehung [SEBAALY, et al., 2003].

Abbildung 2-13: Zugfestigkeitsreserve in Abhängigkeit von der Tem-

peratur im Asphalt [ARAND, 1996]

Den entscheidenden Einfluss des Bindemittels auf die Rissbildung im Asphalt stellte bereits [HEUKELOM, 1966] auf Basis zahlreicher Untersuchungen fest. Die Erkennt-nisse von HEUKELOM, wonach die Bindemittelsteifigkeit einen direkten Einfluss auf


die Rissbildung hat, beruhen jedoch ausschließlich auf Untersuchungen unmodifizier-ter Bitumen. Das komplexe Verhalten modifizierter Bitumen führt dazu, dass die Stei-figkeit als alleiniges Kriterium zur Beurteilung der Rissanfälligkeit nicht ausreicht. Zu-sammenhänge, die auch bei modifizierten Bitumen greifen, erfordern die gezielte Ana-lyse des Relaxationsverhaltens [BAHIA, ANDERSON, 1995]. Bindemittel, die einen schnellen Abbau der Spannungen ermöglichen, reduzieren die kryogenen Spannun-gen und damit auch die Entstehung von Kälterissen [JUNG, VINSON, 1994]; [BOUL-DIN, et al., 2000].

Der im deutschen Regelwerk seit Jahrzehnten verankerte Brechpunkt nach Fraaß gemäß [DIN EN 12593, 2015] stellt aufgrund des großen Erfahrungshintergrundes ge-nerell einen gut einzuschätzenden Parameter für das Kälteverhalten dar. Die Präzision dieses Versuchs ist mit einer Vergleichbarkeit der Ergebnisse verschiedener Labora-torien (Vergleichspräzision) von 6 K laut [DIN EN 12593, 2015] jedoch relativ schlecht. Bei Polymermodifizierten Bitumen (vor allem bei höher Polymermodifizierten Bitumen) liefert der Brechpunkt nach Fraaß zudem wenig aussagekräftige Ergebnisse [BLOM-BERG, 2003]. [RENKEN, 2012] stellt in seinen Untersuchungen drüber hinaus fest, dass der Brechpunkt nach Fraaß zur Ansprache des Kälteverhaltens wachsmodifizier-ter Bitumen ungeeignet ist.

Auf der Basis von Annahmen zum Kälteverhalten von Asphalt und der unmittelbaren Übertragung dessen auf das Bindemittel wird das Kälteverhalten von bitumenhaltigen Bindemitteln mit dem Biegebalkenrheometer (BBR) untersucht [ANDERSON, et al., 1993]. Mit dem BBR werden die Steifigkeit und das Relaxationsvermögen von bi-tumenhaltigen Bindemitteln bei niedrigen Temperaturen nach [AASHTO T 313, 2012] bzw. nach der Übernahme in die europäischen Normung nach [DIN EN 14771, 2012] ermittelt.

Die Biegekriechsteifigkeit S wird hierbei anhand der Durchbiegung eines Bindemittel-Balkens beim Dreipunkt-Biegeversuch berechnet. Probekörpergeometrie, Stützweite und belastende Kraft werden durch die Normen vorgegeben (vgl. Abschnitt 3.3.2). Der zweite Kennwert dieses Versuchs, das Relaxationsvermögen, wird anhand der zeitli-chen Abnahme der Biegekriechsteifigkeit bewertet. Die negative Steigung des Loga-rithmus der Biegekriechsteifigkeit in Abhängigkeit von dem Logarithmus der Versuchs-zeit wird hierzu als m-Wert definiert. Ein hoher m-Wert – also eine starke Abnahme der Biegekriechsteifigkeit – wird dabei einem hohen Relaxationsvermögen gleichge-setzt – und umgekehrt. Die nach einer Belastungsdauer von 60 Sekunden ermittelten Kennwerte Biegekriechsteifigkeit S und m-Wert stellen nach Norm die Ergebnisse des Versuchs dar.


Vor allem bei modifizierten Bitumen können die beiden Kennwerte unterschiedliche Bewertungen liefern. Bindemittel mit einem hohen m-Wert (hohes Relaxationsvermö-gen) sind dann für langanhaltende Kälteperioden besser geeignet, da diese einen star-ken Abbau der Spannungen ermöglichen. Bei kurzen, sehr stark ausgeprägten Kälte-perioden ist dagegen keine ausreichende Relaxation möglich. In solchen Fällen be-wirkt eine geringere Steifigkeit einen weniger starken Aufbau von kryogenen Spannun-gen, wodurch die Entstehung von Kälterissen reduziert werden kann. [MARASTEANU, BASU, 2004].

Direkte Zusammenhänge zwischen den BBR-Untersuchungen und der Rissbildung in situ werden jedoch von einigen Autoren angezweifelt. So weist [BLOMBERG, 2003] auf einen fragwürdigen Praxisbezug des m-Wertes bei Polymermodifizierten Bitumen und Oxidationsbitumen hin, während [DONGRE, 2007] zu den aktuellen Erkenntnis-sen der Fortführung der Untersuchungen aus dem SHRP-Projekt bemerkt, dass das Kälteverhalten von polymermodifiziertem Asphalt unterschätzt wird.

Ein weiterer Kritikpunkt der BBR-Untersuchungen stellt die mit ca. 15 g je Balken rela-tiv große Probenmenge dar. Vor allem bei rückgewonnenen Bindemitteln kann ein ausreichender Probenumfang aufgrund der Mehrfachbestimmung und der in der Regel notwendigen Untersuchungen bei unterschiedlichen Temperaturen nicht immer ge-währleistet werden. [SUI, et al., 2011]

Der im europäischen Regelwerk nicht verankerte Direct Tension Tester (DTT) ist auf-grund der Normung nach [AASHTO T 314, 2012] ebenfalls ein verbreitetes Prüfinstru-ment. Aufgrund der hohen Kosten und einer relativ schwierigen Anwendung wird diese Untersuchung aber selbst im US-amerikanischen Raum wenig angewendet [FAL-CHETTO, et al., 2012].

Bei dem DTT-Versuch wird eine Bindemittelprobe (siehe Abbildung 2-14) mit einer konstanten Geschwindigkeit von drei Prozent je Minute bis zum Versagen gezogen. In Kombination mit den BBR-Untersuchungen dient der DTT zur Bewertung der Binde-mittel nach dem Superpave.

Zur Charakterisierung des Kälteverhaltens mittels DSR existieren ebenfalls einige An-sätze. Die meisten älteren Ansätze beruhen auf der Bestimmung des Glasmoduls bzw. der Glasübergangstemperatur. Der Glasmodul stellt den maximalen Schermodul dar, der bei einer niedrigen Temperatur und/oder hohen Frequenz das Eintreten eines glas-artigen Zustands des Bitumens charakterisiert. Nach [BOULDIN, et al., 2000] liegt die Glasübergangstemperatur im Bereich der kritischen Rissbildungstemperatur des As-phalts. So schlagen [PLANCHE, et al., 1995] beispielsweise vor, die Temperatur des


Maximums des Verlustmoduls G‘‘ bei einer Frequenz von 5 rad/s als Glasübergangs-temperatur anzusehen, wodurch ein Kriterium für das Kälteverhalten definiert würde. [BONNOT, 1996]

Abbildung 2-14: Probekörper mit Halterung für

den DTT [PAVEMENT INTER-ACTIVE, 2011]

Die mangelnde Präzision, die aufgrund der prüftechnischen Defizite (vor allem die Nachgiebigkeit der Messgeräte) bei derart niedrigen Temperaturen unvermeidlich ist, wird seit einigen Jahren vermehrt durch den Einsatz einer Parallel-Platte-Messgeo-metrie mit einem Durchmesser von 4 mm reduziert [SUI, et al., 2010]. Mit dieser Mess-geometrie und weiteren Maßnahmen zur Korrektur der Nachgiebigkeit können laut [FARRAR, et al., 2013] bis zu Temperaturen von -40 °C das Kälteverhalten der unter-suchten Bindemittel charakterisierende Messergebnisse präzise ermittelt werden.

2.5.2 Gebrauchstemperaturverhalten

Im Bereich „normaler“ Gebrauchstemperaturen tritt ein Versagen des Bindemittels und damit auch des Asphalts in aller Regel nicht aufgrund einzelner bzw. seltener Ereig-nisse ein. Die in Abschnitt 2.5.3 thematisierte Ermüdung als Folge oft wiederholter Be-lastungen stellt hier das maßgebende Versagenskriterium dar. Eine allmähliche Ver-formung ist ein weiteres, mit dem Bindemittel in Bezug stehendes Versagenskriterium. Für ein solches Schadensbild ist jedoch das Verhalten bei hohen Gebrauchstempera-turen von größerer Bedeutung (vgl. Abschnitt 2.5.4).


Das europäische Regelwerk sieht zur Analyse der Bindemitteleigenschaften im Ge-brauchstemperaturbereich die Nadelpenetration bei 25 °C vor. Die Nadelpenetration nach [DIN EN 1426, 2015], die indirekt ein Maß für die Steifigkeit darstellt, ist vor allem bei unmodifizierten Bitumen ein generelles, temperaturunabhängiges Maß für die Bin-demittelsteifigkeit. Daher ist die Bindemittelbezeichnung nach [TL Bitumen-StB 07, 2013], die bei unmodifizierten Bitumen ausschließlich der Nadelpenetration entspricht, eine charakteristische Größe für die Bitumeneigenschaften.

Polymermodifizierte Bitumen werden im Gebrauchstemperaturbereich neben der Na-delpenetration anhand ihres duktilen Verhaltens bewertet. Hierfür sehen die [TL Bitu-men-StB 07, 2013] die elastische Rückstellung und die Bestimmung der Kraftduk-tilität vor. Bei der elastischen Rückstellung nach [DIN EN 13398, 2010] wird die Rück-verformung eines um 20 cm in die Länge gezogenen Bindemittelstreifens nach dem Durchschneiden des Bindemittelfadens gemessen. Die Wirkung der Polymere ist an dem Ausmaß der Rückverformung zu erkennen, da das reine Bitumen – im Gegensatz zu einem Polymermodifizierten Bitumen – bei der Untersuchungstemperatur von 25 °C lediglich eine geringfügige Rückverformung nach der aufgezwungenen Dehnung er-fährt.

Bei der Bestimmung der Kraftduktilität nach [DIN EN 13589, 2010] wird die Wirkung der Polymere dagegen bereits an den Streckeigenschaften ermittelt. Während die er-forderliche Kraft zur Verformung der Messprobe bei reinem Bitumen nach einem an-fänglichen Maximum kontinuierlich abnimmt, bewirken die Polymere durch den Aufbau eigener Strukturen eine deutlich höhere Steifigkeit trotz starker Verformung. Hierdurch bleibt der Verformungswiderstand bis zum Reißen der Strukturen und damit auch der gesamten Probe relativ konstant. Die Wirkung der Polymere zeigt sich somit am Ver-lauf des Spannungs-Dehnungs-Diagramms. [HIRSCH, 2005]

Die gewöhnlichen Bindemittelsteifigkeiten im Gebrauchstemperaturbereich erlauben auch die Ansprache mit dem DSR, wobei die [TL Bitumen-StB 07, 2013] diese Unter-suchungen bis zu einer minimalen Temperatur von 30 °C vorsehen. So beschreiben die Standardgrößen komplexer Schermodul und Phasenwinkel bei der geeigneten Wahl der Messgeometrie (aufgrund der hohen Steifigkeit im Gebrauchstemperaturbe-reich der meisten Bitumen Platte-Platte mit 8 mm Durchmesser und einem Plattenab-stand von 2 mm) die Bindemitteleigenschaften präzise.

2.5.3 Ermüdungsverhalten

Durch oft wiederholte Beanspruchungen kann ein allmähliches Versagen des Asphalts in Form von Rissbildung verursacht werden. Hierzu existieren im deutschen Regelwerk


Prüfverfahren für den Asphalt. Der Einfluss des Bindemittels auf die Ermüdung wird dagegen mit keiner Bindemitteluntersuchung direkt angesprochen.

Auf internationaler Ebene wurden Anforderungen an das Ermüdungsverhalten von bi-tumenhaltige Bindemittel bereits im Rahmen von SHRP in [AASHTO TP 5, 1998] an-hand von DSR-Messungen formuliert. Für künstlich langzeitgealterte (RTFOT und PAV) Bindemittel wurde ein Maximalwert von 5 MPa für das Produkt G* · sin δ festgelegt.

Die Analysen zu SHRP haben jedoch in den Folgejahren gezeigt, dass der Wert G* · sin δ eine schlechte Korrelation zu dem Ermüdungsverhalten der Asphalte zeigt, die mit den entsprechenden Bindemittel hergestellt wurden. [DELGADILLO, BAHIA, 2005] führen hierzu aus, dass erst wiederholte Belastungszyklen, die bei der Bestim-mung des Kennwertes G* · sin δ nicht auftreten, zu einer Schädigung des Materials führen. Aus der Erkenntnis, dass die Verformung im Bitumen um ein Vielfaches höher als die Verformung im Asphalt ist (vgl. Abschnitt 2.5.4), folgern [JOHNSON, et al., 2007] des Weiteren, dass Untersuchungen zum Ermüdungsverhalten – abweichend von [AASHTO TP 5, 1998] – Messungen außerhalb des LVE-Bereichs einschließen sollten. Auf der Basis dieser Erkenntnisse sind einige Ansätze entwickelt worden, mit denen das Ermüdungsverhalten von bitumenhaltigen Bindemitteln praxisgerecht an-gesprochen werden soll.

Vielfach sind der Literatur Ansätze über den „Dissipated Energy Ratio“ (DER) zu ent-nehmen. Hierbei wird der DER als der Quotient aus der Summe der dissipierten Ener-gie bis zu dem jeweiligen Lastzyklus durch die dissipierte Energie des anfänglichen Lastzyklus definiert. Über den Verlauf des DER in Abhängigkeit von dem jeweiligen Lastwechsel können Ermüdungskriterien formuliert werden. Ein Beispiel hierfür stellt der Np20 in Abbildung 2-15 dar, der das Versagen als den Lautwechsel definiert, bei dem der gemessene DER 20 % unterhalb des DER liegt, der sich bei gleichbleibender dissipierter Energie bis zu dem Lastwechsel ergeben würde.

Schädigungen in den Strukturen, die durch Ermüdungsprozesse verursacht werden, können – zumindest teilweise – durch Healing-Effekte zurückgehen. Diese Healing-Effekte bewirken einen Rückgang der durch die Belastung verursachten Schädigung während der Ruhephasen. Ebenso wie zur Analyse des Ermüdungsverhaltens sind der Literatur zahlreiche Ansätze zur Erfassung der Healing-Effekte zu entnehmen. [QUI, et al., 2011] teilen diese in drei generelle Typen ein:

• Bei den „Discontinous Fatigue Tests“ werden die Healing-Effekte anhand der Entwicklung der Ermüdung bei unterschiedlichen Be- und Entlastungsphasen bewertet.


• Das Untersuchungsprinzip der „Fatigue-Healing-Re-FatigueTests“ beruht dage-gen auf einer langen Healing-Phase zwischen zwei Ermüdungsversuchen.

• Bei den „Two-Piece Healing Tests“ handelt es sich um ein spezielles Prüfver-fahren, auf das im Rahmen dieser Arbeit nicht näher eingegangen wird.

Abbildung 2-15: Beispiel für den DER anhand des „Np20“-Konzepts in Anlehnung an [MARTONO, et

al., 2007]

2.5.4 Verformungsverhalten bei hohen Gebrauchstemperaturen

Mit zunehmender Temperatur nimmt die Steifigkeit bei unmodifizierten Bitumen aber – ggf. in geringerem Maße – auch bei modifizierten Bindemittel ab. Obwohl bei-spielsweise die Spannungen zwischen den Gesteinskörnern im Walzasphalt oder die versteifende Wirkung des Füllers im Gussasphalt die Temperaturabhängigkeit des As-phalts reduzieren, ist, bei ansonsten unveränderten Randbedingungen, die Bindemit-telsteifigkeit entscheidend für dessen Verformungsbeständigkeit. Daher treten deutli-che Deformationen, die sich in der Spurrinnenbildung darstellen, vor allem bei hohen Gebrauchstemperaturen auf, wenn die Verformungsbeständigkeit des Asphalts auf-grund der geringen Bindemittelsteifigkeit für die auftretenden Belastungen zu gering ist.

Die Bindemitteleigenschaften werden bei hohen Gebrauchstemperaturen klassisch durch den Erweichungspunkt Ring und Kugel nach [DIN EN 1427, 2015] charakte-


risiert. Hierfür definieren die [TL Bitumen-StB 07, 2013] für die verschiedenen Straßen-baubitumen und Polymermodifizierten Bitumen Temperaturspannen, innerhalb derer die Erweichungspunkte des frischen Bindemittels liegen müssen.

Der Erweichungspunkt Ring und Kugel kann zwar indirekt als Viskositätsmessung be-trachtet werden, da unter vorgegebener Belastung das Erreichen einer bestimmten Verformung ermittelt wird. Letztendlich gibt der Versuch jedoch nur eine Temperatur an, bei der das Bindemittel in der definierten Weise reagiert. Eine konkrete Viskosität kann dem nicht zugeordnet werden. Des Weiteren wird weder das Materialverhalten über eine Temperaturspanne beschrieben, noch ist durch den Versuch sichergestellt, dass ein Zusammenhang zur Asphalt-Performance besteht. Vor allem modifizierte Bi-tumen können aufgrund deren komplexen rheologischen Verhaltens durch den Erwei-chungspunkt Ring und Kugel nur unzureichend charakterisiert werden. Daher wird die generelle Aussagekraft des Erweichungspunktes Ring und Kugel bei Polymermodifi-zierten, vor allem bei höhermodifizierte Bitumen als unsicher bewertet [EUROBITU-MEN, 2009].

Durch die Einführung rheologischer Kennwerte zur Charakterisierung des Materialver-haltens bei hohen Gebrauchstemperaturen im Rahmen des SHRP sollte bereits im Jahr 1993 eine bessere Beschreibung der Performance-Eigenschaften erreicht wer-den. Hierzu wurde der Parameter G* / sin δ als Äquivalent zum Erweichungspunkt Ring und Kugel eingeführt. Der Parameter G* / sin δ wurde dabei als Kehrwert für die dissipierte, also die „verbrauchte“ Energie angesetzt, die wiederum als Maß für die Spurrinnenbildung dient (validiert an unmodifizierten Bitumen).

Wi = π ∙ τ02 ∙ 1

G*

sin δ

(Gleichung 2.19)

mit: Wi Dissipierte Energie in Zyklus i τ0 Maximale Scherspannung G* Komplexer Schermodul δ Phasenwinkel

Die Bewertung der Bindemittel anhand des Parameters G* / sin δ zeigt bei unmodifi-zierten Bitumen einen direkten Zusammenhang zum Spurrinnenbildungsverhalten von Asphalt, der mit dem jeweiligen Bitumen hergestellt wurde. Bei modifizierten Bitumen stellt der Parameter G* / sin δ dagegen kein geeignetes Kriterium für die Spurrinnen-bildung des Asphalts dar, was unter anderem von [BAHIA, et al, 2001] belegt wurde.

[DELGADILLO, et al., 2006] nennen folgende Gründe für die mangelhafte Ansprache des Spurrinnenbildungsverhaltens durch den Parameter G* / sin δ:


• Bei der sinuswellenförmigen Belastung zur Bestimmung des Parameters G* / sin δ handelt es sich um einen vollständig rückverformenden Deformations-prozess. Eine Aufteilung der Deformation in die bleibenden, spurrinnenerzeu-genden Anteile und die elastischen bzw. verzögert-elastischen Anteile ist somit nicht eindeutig durchzuführen. Da die (verzögert)-elastischen Anteile bei den für die Spurrinnenbildung relevanten hohen Gebrauchstemperaturen bei modi-fizierten Bitumen im Gegensatz zu unmodifizierten Bitumen einen hohen Anteil der Deformation ausmachen, führt dies zur Überschätzung der dissipierten, also „verbrauchten“ Energie. Diese dissipierte Energie, die folglich bei modifizierten Bitumen durch den Parameter G* / sin δ nicht korrekt quantifiziert wird, ist nach SHRP jedoch die Kenngröße für die Spurrinnenbildung.

• Des Weiteren ist nach [DELGADILLO, et al., 2006] die Anzahl der Belastungs-zyklen zu gering. Die kontinuierliche, in kleinen Schritten anwachsende Defor-mation kann demnach erst nach einer ausreichenden Anzahl von Lastzyklen ([DELGADILLO, et al., 2006] beziffern diese auf 50 Lastzyklen) mit ausreichen-der Präzision extrapoliert werden.

• Ein weiterer Grund für eine fehlerhafte Interpretation des Parameters G* / sin δ ist gemäß [DELGADILLO, et al., 2006] die Tatsache, dass das Superpositions-prinzip in der angewendeten Form nicht zwangsläufig für modifizierte Bitumen gilt. Die Zusammenhänge zwischen Temperatur, Belastung und Belastungs-dauer können sich bei modifizierten Bitumen deutlich anders darstellen als bei unmodifizierten Bitumen.

Bei entsprechend hoher Belastung kann zudem die daraus resultierende Verformung die Grenzen des LVE-Bereichs überschreiten. [MASAD, et al., 2001] haben zu dieser Thematik Modell-Berechnungen mit der Finite-Elemente-Methode zur Verteilung der Verformungen im Asphalt durchgeführt. Die Deformation des Bindemittels beträgt demnach im Mittel etwa das Neun- bis Zwölffache der Asphaltdeformation; in Extrem-fällen bis zum 90-fachen bzw. nach anderen Quellen bis zum 510-fachen [KOSE, et al., 2000]. Entscheidend für die relativ hohe Deformation des Bindemittels ist neben der geringen Filmdicke die deutlich geringere Steifigkeit des Bindemittels gegenüber den Gesteinskörnungen. [CHEUNG, 1995] führt hierzu an, dass die Steifigkeit der Ge-steinskörnung selbst bei einer Temperatur von 20 °C etwa um den Faktor 100 höher ist als die Steifigkeit des Bindemittels.

[DELGADILLO, et al., 2006-B] stellen in einer Fortführung der Studien von [MASAD, et al., 2001] fest, dass die Bindemittel im Asphalt entsprechend der äußeren Bedin-gungen wie Asphaltzusammensetzung, Belastungsdauer und -intensität und vor allem der Bindemitteleigenschaften linear oder nichtlinear reagieren können. Neben den unterschiedlichen Grenzen des LVE-Bereichs können Bitumen – selbst solche, die im


LVE-Bereich gleich reagieren – nach [DELGADILLO, et al., 2006-B] außerhalb des linearen Bereichs deutlich unterschiedlich reagieren.

Vor allem aufgrund der von [DELGADILLO, et al., 2006] aufgeführten Gründe wurde der Multiple Stress Creep and Recoverey Test (MSCR-Prüfung) entwickelt. In der ursprünglichen Versuchsdurchführung von [BAHIA, et al., 2001] wurden maximal 100 unmittelbar aufeinander folgende Lastzyklen durchgeführt. Diese bestehen aus einer Belastungsphase mit konstanter Scherbeanspruchung von 1 Sekunde Dauer und ei-ner darauf folgenden Entlastungsphase von 9 Sekunden Dauer. In den aktuellen inter-nationalen wie nationalen Regelwerken ([AASHTO TP 350, 2014], [DIN EN 16659, 2013] bzw. [AL DSR-Prüfung (MSCRT), 2016]) ist die Anzahl der Belastungszyklen auf 10 reduziert worden. Hierfür sind jedoch konkrete Laststufen eingeführt worden: In Deutschland wurde der MSCR-Versuch nach [AL MSCR-Prüfung, 2012] mit drei Last-stufen von 0,1 kPa, 1,6 kPa und 3,2 kPa durchgeführt; in der aktuellen Fassung der [AL DSR-Prüfung (MSCRT), 2016] ist dagegen nur noch die Laststufe von 3,2 kPa vorgesehen.

Die Deformationen während der kraftgeregelten Zyklen werden erfasst und gemäß Abbildung 2-16 (oben) in drei Deformationsgrößen unterteilt: Die maximale Dehnung εc ist die Dehnung innerhalb der Belastungsphase, die bleibende Dehnung εr ist die am Ende der Entlastungsphase verbleibende Dehnung und die viskoelastische Dehnung (εc - εr) quantifiziert den Rückgang der Dehnung innerhalb der Entlastungsphase. Aus diesen Dehnungen werden die Kennwerte Rückverformung R und Nachgiebigkeit Jnr berechnet:

R = εc - εr εc

(Gleichung 2.20)

Jnr = εr τ

(Gleichung 2.21)

mit: R Rückverformung [%] Jnr Nachgiebigkeit [Pa-1] εc maximale Dehnung [-] εr bleibende Dehnung [-]

Als Ergebnis der MSCR-Prüfung werden die Rückverformungen bzw. Nachgiebigkei-ten (ggf. je Laststufe) gemittelt.

Die MSCR-Prüfung wird als ein relativ neues Messverfahren in der aktuellen Literatur von mehreren Seiten aus kritisch hinterfragt.


Abbildung 2-16: oben: Beispiel für das Kriech-Erholungsverhalten eines Prüfzyklus; unten: Beispiel

einer Kriech-Erholungskurve (akkumulierte Darstellung) von 10 aufeinanderfolgenden Zyklen [AL DSR-Prüfung (MSCRT), 2016]

Verschiedene Ringversuche wie der von [SOENEN, et al., 2013] analysierte, zeigen, dass die Präzision des Versuchs vor allem bei Polymermodifizierten Bitumen noch


nicht den Anforderungen entspricht. Dies führen die Autoren jedoch primär auf die Ver-suchsdurchführung und die teilweise Verwendung von Rheometern mit mangelhafter Prüfgenauigkeit zurück. Zudem merken [SOENEN, et al., 2013] kritisch an, dass die Bindemittelproben bei der Untersuchungstemperatur von 50 °C bei den beiden Last-stufen von 0,1 kPa und 3,2 kPa nur innerhalb des LVE-Bereichs analysiert wurden.

Mit dem Ziel einer weitergehenden Bindemittelanalyse außerhalb des linearen Be-reichs führen beispielsweise [DELGADILLO, et al., 2011] Untersuchungen bei zusätz-lichen, höheren Laststufen bis zu 30 kPa durch. Zudem variierten [DELGADILLO, et al., 2011] die Belastungsdauer zwischen 1 und 1.000 Sekunden. Die Entlastungsdauer wurde zwischen 2.000 Sekunden (bei der Belastungsdauer von 1 Sekunde) und 40.000 Sekunden (bei der Belastungsdauer von 1.000 Sekunden) variiert, da die emp-fohlene Entlastungsdauer von dem 10-fachen der Belastungsdauer vor allem bei Po-lymermodifizierten Bitumen keine vollständige Rückverformung der Probe erlaubt [DELGADILLO, et al., 2006]. Bei dem regelkonformen Belastungsschema ist der Rück-verformungsprozess Polymermodifizierter Bitumen erst zu einem Teil abgeschlossen. Erst nach einer Entlastungsdauer von 100 Sekunden ist die Rückverformung zu 90 % abgeschlossen. Bei der Messtemperatur von 46 °C stellen [DELGADILLO, et al., 2011] ab der Laststufe von 10 kPa ein nichtlineares Verhalten fest. In [DELGADILLO, BAHIA, 2010] zeigen die Autoren auch einen Zusammenhang zwischen dem nichtlinearen Verhalten des Bitumens und der dauerhaften Verformung des Asphalts auf.

Bereits vor der Entwicklung der MSCR-Prüfung wurde die Null-Scherviskosität (Zero-Shear-Viscosity = ZSV) als Kennwert für die Spurrinnenbildung des Asphalts erprobt. Bei diesem in [DIN CEN/TS 15325, 2008] definierten Versuch wird durch das Aufbringen einer geringen rotierenden Scherspannung das reine viskose Fließverhal-ten des Bindemittels angesprochen. Die Null-Scherviskosität, die nach dem Abklingen der anfänglichen spontan- bzw. verzögert-elastischen Deformation auftritt, ist als plas-tischer Verformungsanteil ein direktes Maß für die bleibende Deformation des Bi-tumens und damit auch des Asphalts. Die Null-Scherviskosität stellt sich bei unmodifi-zierten Bitumen relativ schnell ein. Die Polymermodifizierungen – vor allem bei höher Polymermodifizierten Bitumen – bewirkt jedoch, dass die verzögert-elastischen Verfor-mungsanteile noch bei großen Verformungen und damit noch nach einer langen Ver-suchszeit auftreten. Die Polymere bewirken, dass das rein viskose Fließen erst nach einer mehrstündigen Belastung und in manchen Fällen gar nicht auftritt [DESMAZES, et al., 2000].


Abbildung 2-17: oben: Korrelation zwischen Spurtiefe bei SMA und ZSV [GUERICKE, SCHLAME,

2008]; unten: Korrelation zwischen Spurtiefe und LSV [MOREA, et al., 2012]


Das Prinzip der Null-Scherviskosität liegt auch der Niedrig-Scherviskosität (Low-Shear-Viscosity = LSV) zugrunde. Hierbei wird die komplexe Viskosität bei einer sehr geringen Frequenz im Oszillationsversuch gemessen oder – sofern sich selbst bei sehr geringen Frequenzen kein konstanter Plateau-Wert einstellt – extrapoliert. Das Fehlen eines konstanten Plateau-Werts führt – vergleichbar mit der Null-Scherviskosi-tät – dazu, dass Polymermodifizierte Bitumen nicht bzw. erst nach langen Versuchs-dauern quantitativ korrekt analysiert werden können. Die Grundlage für diesen Ver-such im europäischen Regelwerk stellt die [DIN CEN/TS 15324, 2008] dar, die als Zielwert die Temperatur einer vorgegebenen Niedrig-Scherviskosität definiert.

Der Literatur sind sowohl zu der Nachgiebigkeit der MSCR-Prüfung, der Null-Scher-viskosität als auch der Niedrig-Scherviskosität Studien zu entnehmen, die besagen, dass die Korrelationen zur Spurrinnenbildung des Asphalts auch bei Polymermodifi-zierten Bitumen gut ist (Abbildung 2-17). [SOENEN, et al., 2005] stellen in diesem Zu-sammenhang fest, dass der SHRP-Parameter G* / sin δ bei unmodifizierten Bitumen eine gute Korrelation zur Spurrinnenbildung aufweist, während er bei Polymermodifi-zierten Bitumen erst für niedrige Frequenzen – also in Näherung zur Niedrig-Schervis-kosität – ein guter Indikator für die Spurrinnenbildung ist.

Neben den genormten Untersuchungsverfahren sind der Literatur weitere Ansätze zur Charakterisierung des Spurrinnenbildungsverhaltens anhand rheologischer Bitumen-untersuchungen zu entnehmen. Das Ziel solcher Ansätze besteht darin, das zu Spur-rinnenbildungen führende Verhalten direkt anzusprechen. [DELGADILLO, BAHIA, LA-KES, 2011] stellen beispielsweise ein auf den Arbeiten von [REINKE et al., 2006] ba-sierendes Verfahren vor, dass die Bindemittelsteifigkeit und das Auftreten nichtlinearer Deformationen verknüpft. Hierfür führen sie Amplituden-Tests durch, die im LVE-Be-reich beginnen und in den nichtlinearen Bereich fortgeführt werden. Das Produkt aus komplexer Viskosität und der Scherspannung, bei der die komplexe Viskosität auf 70 % des Ausgangswertes zurückgegangen ist, definieren die Autoren als den für die Spurrinnenbildung repräsentativen „Stress-Viscosity-Factor“. Hiernach wirken sich die Steifigkeit selbst und die ohne Steifigkeitsabnahme maximal aufnehmbare De-formation jeweils positiv auf die Verformungsbeständigkeit bei der zur Spurrinnen-bildung führenden Belastung aus.

2.5.5 Herstellungs- und Verarbeitungsverhalten

Im Temperaturbereich der Asphaltherstellung und -verarbeitung ist eine geringe Vis-kosität der Bindemittel Grundvoraussetzung für ein homogenes Mischen und eine aus-reichende Verdichtung.


Zur Herstellung von Asphalt wird in Deutschland oftmals eine kinematische Viskosi-tät von 100 bis 200 mm2/s und für die Herstellung von Asphalt eine kinematische Vis-kosität von maximal 1.000 mm2/s vorgegeben [RENKEN, 2013]. Die Richtlinien des SHRP geben dagegen Empfehlungen für die dynamische Viskosität: Bei der Dichte des Bindemittels von etwa 1,000 g/cm3 entspricht die Empfehlung des SHRP mit 0,17 Pa s für die Asphaltherstellung der zuvor genannten kinematischen Viskosität von 100 bis 200 mm2/s. Die von SHRP empfohlenen 0,28 Pa s für die Asphaltverarbeitung liegen dagegen deutlich unter dem zuvor genannten Maximalwert von 1.000 mm2/s. [MTURI et al., 2011]

Die Messung der dynamischen Viskosität mittels DSR, wodurch die Bindemitteleigen-schaften im Temperaturbereich der Asphaltherstellung und -verarbeitung analysiert werden können, ist in [DIN EN 13702-1, 2010] genormte.

48 Kapitel 3: Untersuchungsprogramm

3 Untersuchungsprogramm

Anhand der nationalen und internationalen Literaturanalyse in Kapitel 2 konnten An-sätze zur Charakterisierung der rheologischen Bindemitteleigenschaften im gesamten für den Einsatz bitumenhaltiger Bindemittel im Asphaltstraßenbau relevanten Tempe-raturbereich herausgearbeitet werden. Schwachstellen wurden hierbei primär bei der Ansprache modifizierter Bitumen und generell bei der Analyse des Kälte- und des Er-müdungsverhaltens sowie des Verformungsverhaltens bei hohen Gebrauchstempera-turen ermittelt.

Die Materialeigenschaften bei niedrigen und hohen Gebrauchstemperaturen stehen unmittelbar mit möglichen in der Deck- oder Binderschicht entstehenden Schadensbil-dern wie Kälterissen oder Spurrinnenbildung im Zusammenhang. Ermüdungsschäden entstehen dagegen gemäß [RDO Asphalt, 2009] vorwiegend in der Asphalttragschicht, in der – im Gegensatz zu der Binder- und vor allem der Deckschicht – kaum modifi-zierte Bitumen eingesetzt werden. Da der Fokus dieser Arbeit auf der Analyse modifi-zierter Bitumen liegt, soll das Materialverhalten der Bindemittel bei niedrigen und ho-hen Gebrauchstemperaturen explizit analysiert werden.

Im folgenden Kapitel 3 werden die dieser Arbeit zugrunde liegende Untersuchungsme-thodik, die getroffene Auswahl der Baustoffe, die durchgeführten Untersuchungsver-fahren und das daraus entwickelte Untersuchungsprogramm erläutert.

3.1 Untersuchungsmethodik

Die im deutschen Regelwerk seit Jahrzehnten nahezu unveränderten Anforderungen an bitumenhaltige Bindemittel für den Straßenbau sind aufgrund der langjährigen Er-fahrungen zur Charakterisierung unmodifizierter und sich damit im Wesentlich nur in der Konsistenz unterscheidender Straßenbaubitumen geeignet. Der zunehmende Ein-satz von Ausbauasphalt und damit von bereits stark gealterten Bitumen kann jedoch generelle Änderungen der Bitumeneigenschaften bewirken. In einem deutlich stärke-ren Maß werden die rheologischen Eigenschaften durch gezielte Bitumenmodifikatio-nen beeinflusst. Dass hierfür neue Ansätze zur Bindemittelanalyse erforderlich sind, ist ein weithin anerkannter Fakt.

Polymermodifikationen, für die häufig Styrene-Butadiene-Styrene (SBS) verwendet werden, viskositätsverändernde Wachse wie Fischer-Tropsch-Wachs, Amidwachs o-der Montanwachs und die Modifizierung mit additiviertem Gummimehl sind in Deutsch-land weit verbreitet. Diese Zusätze bzw. die mit diesen Zusätzen hergestellten Binde-mittel sind in den deutschen Regelwerken beschrieben. Durch konventionelle Prüfver-fahren wie dem Brechpunkt nach Fraaß, der Nadelpenetration oder dem Erweichungs-

Kapitel 3:Untersuchungsprogramm 49

punkt Ring und Kugel können derart modifizierte Bitumen nur unzureichend und teil-weise irreführend charakterisiert werden. Erst durch rheologische Untersuchungen vor allem mittels DSR, deren Versuchsdurchführung bei modifizierten Bitumen präzise auf das jeweilige Bindemittel abgestimmt sein muss, ermöglichen eine exakte Charakteri-sierung dieser Bindemittel.

Die Ausführungen in Abschnitt 2.5.1 zeigen unterschiedliche Methoden zur Analyse des Kälteverhaltens bitumenhaltiger Bindemittel. Da diese oftmals widersprüchliche Ergebnisse liefern, teilweise kaum Bezug zur Belastung in situ haben und in einigen Fällen aufgrund der Anschaffungs- und/oder Betriebskosten nicht wirtschaftlich ein-setzbar sind, ist eine adäquate Ansprache des Kälteverhaltens bitumenhaltiger Binde-mittel bislang nicht gegeben. Mittels DSR ist dagegen das unmittelbare Aufbringen von Scher- bzw. Zugspannungen und die Analyse deren Abbauverhaltens (Bindmittelre-laxation) möglich. Eine solche Bindemittelanalyse stellt einen Ansatz zu einer direkten, relativ schnellen und wenig personalintensiven Ansprache des Kälteverhaltens mit ei-nem ohnehin in vielen Straßenbaulaboren vorhandenen Messgerät dar. Zudem bedarf eine solche Analyse nur einer geringen, und somit in den meisten Anwendungsfällen vorhandenen Probenmenge.

Im Bereich der hohen Gebrauchstemperaturen, in dem vor allem der Widerstand ge-gen bleibende Deformationen das maßgebende Bewertungskriterium darstellt, ist die Analyse der Bindemittel trotz zahlreicher Untersuchungsverfahren bislang nicht zufrie-denstellend (vgl. Abschnitt 2.5.4). Der Erweichungspunkt Ring und Kugel hat sich in den vergangenen Jahren als fehleranfällig bei der Charakterisierung modifizierter Bi-tumen herausgestellt. Aber auch die Bindemittelansprache durch die rheologischen Größen komplexer Schermodul und Phasenwinkel führt zu Ergebnissen, die vor allem bei modifizierten Bitumen eine mangelhafte Korrelation zur Spurrinnenbildung auf-weist. Das Fließverhalten der Bindemittel bei der Bestimmung der Null-Scherviskosität zeigt dagegen ebenso wie die Bindemittelansprache mittels MSCR-Prüfung eine bes-sere Korrelation zur Spurrinnenbildung. Bei der Bestimmung der Null-Scherviskosität und der MSCR-Prüfung liegt jedoch eine signifikant unterschiedliche Materialanspra-che vor. Andere für die Spurrinnenbildung relevante Herangehensweisen beispiels-weise zur Bindemittelanalyse außerhalb des LVE-Bereichs sind bislang wenig erprobt. Folglich bedarf die Ansprache der für die Spurrinnenbildung relevanten Eigenschaften im hohen Gebrauchstemperaturbereich weiterer Forschung.

3.2 Auswahl der Untersuchungsmaterialien

Als Basisbitumen wurden die in Deutschland zumeist verwendeten Straßenbaubitu-men 20/30 bis 70/100 eingesetzt. Neben den vier Bitumen unterschiedlicher Sorte, die


alle aus der selben Raffinerie A stammten (20/30A, 30/45A, 50/70A und 70/100A), wur-den zwei weitere Bitumen 50/70 von anderen Raffinerien (Raffinerie B und Raffinerie C; im Rahmen dieser Arbeit bezeichnet als 50/70B und 50/70C) untersucht. Die ver-wendeten Bitumen stammten aus den Raffinerien Brunsbüttel, Gelsenkirchen und Vohburg.

Das Bitumen 50/70 der Raffinerie A (50/70A) wurde sowohl im frischen als auch im gealterten Zustand untersucht. Hierzu wurde eine Probe mittels Rolling Thin Film Oven Test (RTFOT) nach [DIN EN 12607, 2013] konditioniert (50/70RTFOT). Eine weitere Probe (50/70PAV) wurde zur Simulation der Langzeitalterung nach dem RTFOT zusätz-lich im Preasure Aging Vassel (PAV) gemäß [DIN EN 14769, 2012] gealtert.

Zur Erweiterung des Untersuchungsspektrums wurde das Bitumen 50/70A mit ver-schiedenen Zusätzen modifiziert. Mit einem Modifizierungsgrad von 3 M.-% Styrene-Butadiene-Styrene (SBS) bezogen auf das Basisbitumen wurde ein Polymermodifi-ziertes Bitumen hergestellt (50/70SBS). Die Modifizierung erfolgte mit dem SBS Kraton D-1101.

Neben dem zuvor beschriebenen selbst modifizierten Bitumen wurden für die Unter-suchungen zwei gebrauchsfertige Polymermodifizierte Bitumen eingesetzt. Hierbei handelte es sich um ein 25/55-55 A und ein 40/100-65 A nach [TL Bitumen-StB 07, 2013]. Das 25/55-55 A erhält im Folgenden die Bezeichnung PmB und das 40/100-65 A die Bezeichnung PmB H.

Bei dem Bindemittel 50/70GG handelt es sich um das Bitumen 50/70A, welches mit 10 M.-% Gummimehl modifiziert wurde. Als Modifikator wurde ein Gummimehl in der Körnung 0,2 mm bis 0,8 mm verwendet, wobei zusätzlich für die Modifikation ein Ver-netzer (Polyoctenamer) mit einem Anteil von 4,5 M.-% bezogen auf das Gummimehl, eingesetzt wurde.

Des Weiteren wurde das Bitumen 50/70A mit 3 M.-% viskositätsverändernder Zusätze modifiziert. Die Bezeichnungen 50/70FT, 50/70Amid bzw. 50/70Montan stehen für Binde-mittel, die mit Fischer-Tropsch-Wachs, Amidwach bzw. Montanwachs modifiziert wur-den. Die verwendeten viskositätsverändernden Zusätze sind im [M TA, 2012] klassifi-ziert. Bei dem Montanwachs handelt es sich um die für den Einsatz im Walzasphalt vorgesehene Variante.

Das Bindemittel mit der Bezeichnung 50/70SBS/FT wurde mit jeweils 3 M.-% SBS und FT-Wachs modifiziert.

In Tabelle 3-1 sind die eingesetzten Bindemittel unter Angabe aller zur Beschreibung relevanten Parameter aufgelistet.


Von den unmodifizierten bzw. gebrauchsfertigen Polymermodifizierten Bitumen wur-den zu Beginn der Untersuchungen bei dem ersten Erwärmen kleine Gebinde in der ausreichenden Anzahl abgegossen, um sämtliche Untersuchungen bzw. im Fall des 50/70A sämtliche Modifizierungen mit nur einem weiteren Erwärmen durchführen zu können. Die modifizierten bzw. gealterten Bindemittel wurden unmittelbar nach der Modifizierung bzw. der Alterung ebenfalls in kleine Gebinde gegeben, sodass zu Prüf-zwecken ebenfalls nur eine weitere Erwärmung durchgeführt werden musste.

Zur Modifizierung wurde ein Flügelrührer in Kombination mit einer auf Basis der Bin-demitteltemperatur gesteuerten Heizplatte verwendet. Die Modifizierungstemperatur betrug bei dem SBS, dem FT-Wachs und dem Montanwachs 150 °C, bei dem additi-vierten Gummimehl 170 °C und bei dem Amidwachs 180 °C. Die Mischdauer betrug stets 30 Minuten. Tabelle 3-1: Untersuchte Bindemittel einschließlich Bezeichnung

Basisbitu-men Raffinerie Modifikation Alterung Bezeich-

nung

20/30 A – – 20/30A

30/45 A – – 30/45A

50/70 A – – 50/70A

50/70 B – – 50/70B

50/70 C – – 50/70C

70/100 A – – 70/100A

50/70 A – RTFOT 50/70RTFOT

50/70 A – RTFOT + PAV 50/70PAV

50/70 A 3 M.-% SBS – 50/70SBS

25/55-55 A A – – PmB

40/100-65 A A – – PmB H

50/70 A 10 M.-% additiviertes Gummimehl

– 50/70GG

50/70 A 3 M.-% FT-Wachs – 50/70FT

50/70 A 3 M.-% Amidwachs – 50/70Amid

50/70 A 3 M.-% Montanwachs – 50/70Montan

50/70 A 3 M.-% SBS + 3 M.-% FT-Wachs

– 50/70SBS/FT


3.3 Untersuchungsverfahren

Für eine detaillierte Analyse wurden alle frischen und gealterten, unmodifizierten und modifizierten Bitumen eingehend untersucht. Neben den konventionellen Prüfverfah-ren, für die im aktuellen deutschen Regelwerk Anforderungen aufgestellt sind (Ab-schnitt 3.3.1), wurde das Kälteverhalten normgerecht mittels BBR untersucht (Ab-schnitt 3.3.2). Mittels DSR wurden die Bindemittel im gesamten Temperaturbereich von -10 bis +150 °C analysiert. Diese Analyse umfasst die genormten Bestimmungen des komplexen Schermoduls und des Phasenwinkels im temperatur- und frequenzab-hängigen LVE-Bereich der jeweiligen Probe, der Nachgiebigkeit und die Rückverfor-mung mittels MSCR-Prüfung sowie der Null- und Niedrig-Scherviskosität. Zur Analyse des Kälteverhaltens wurden die genormten Prüfmethoden ergänzend Kriech- und Re-laxationsversuche unter aufgebrachten Scher- bzw. Zugspannungen entwickelt. Alter-native Ansätze zur Beschreibung des Materialverhaltens bei hohen Gebrauchstempe-raturen wurden durch Modifikationen der MSCR-Prüfung und durch Untersuchungen unter hohen Scherspannungen durchgeführt, die gezielt das Verhalten außerhalb des LVE-Bereichs ansprechen (Abschnitt 3.3.3). Abbildung 3-1 fasst die durchgeführten Untersuchungen mit Bezugnahme auf die jeweilige Prüftemperatur zusammen.

Abbildung 3-1: Durchgeführte Untersuchungen mit Bezug auf die Temperatur

Die frischen, nicht modifizierten Bitumen wurden zudem mittels SARA-Analyse in ihre unterschiedlich polaren Bestandteile aufgespalten, um deren Massenanteile zu be-stimmen (Abschnitt 3.3.4).

3.3.1 Konventionelle Bindemitteluntersuchungen

Zur Analyse des Kälteverhaltens der untersuchten Bindemittel wurde der Brechpunkt nach Fraaß gemäß [DIN EN 12593, 2015] bestimmt. Die Konsistenz der Bindemittel im normalen Gebrauchstemperaturbereich wurde anhand der Nadelpenetration bei 25 °C gemäß [DIN EN 1426, 2015] bewertet und zur Analyse des Verhaltens bei hohen Gebrauchstemperaturen wurden die Erweichungspunkte Ring und Kugel nach [DIN EN 1427, 2015] ermittelt. Bei den Varianten 50/70Amid und 50/70SBS/FT wurde aufgrund des hohen Erweichungspunktes Ring und Kugel hierzu als Flüssigkeit Glycerol ver-wendet, während alle anderen Bindemittel in Wasser untersucht wurden. Sämtliche


Prüfungen wurden gemäß den entsprechenden Normen mit den für die konventionel-len Bindemitteluntersuchungen vorgesehenen Proben durchgeführt. Jedes Gebinde wurde hierzu einmal vollständig erwärmt, homogenisiert und in bzw. auf die jeweiligen Prüfgeräte bzw. Hilfsmittel gegossen. Entsprechend der Normen wurden Doppel- bzw. Dreifachbestimmungen durchgeführt.

3.3.2 Analyse des Kälteverhaltens mittels Biegebalkenrheometer (BBR)

Neben der Bestimmung des Brechpunktes nach Fraaß, der über die Rissbildung des Bindemittelfilms die Temperatur einer definierten Sprödigkeit angibt, wurde das Kälte-verhalten mittels BBR nach [DIN EN 14771, 2012] untersucht. Die Kenngrößen Biege-kriechsteifigkeit S und m-Wert der BBR-Analyse, deren theoretische Hintergründe in Abschnitt 2.5.1 erläutert wurden, werden als statische Drei-Punkt-Biegeversuche an Bindemittel-Balken ermittelt.

Aus dem zeitlichen Verlauf der Biegung am Probenmittelpunkt unter einer konstanten Last wird die zeitabhängige Biegekriechsteifigkeit nach folgender Gleichung berech-net:

Sm(t) = P ∙ L3

4 ∙ b ∙ h3 ∙ δ(t) (Gleichung 3.1)

mit: Sm(t) Biegekriechsteifigkeit zur Zeit t [MPa] P gemessene Prüflast [mN] L Abstand zwischen den Auflagern [mm] b Breite des Probekörpers [mm] h Dicke des Probekörpers [mm] δ(t) Biegung des Probekörpers zur Zeit t [mm]

Neben der Biegekriechsteifigkeit ist der m-Wert, der im doppellogartmischen Maßstab die Abnahme der Steifigkeit gegen die Zeit wiedergibt, entsprechend folgender Glei-chung zu berechnen:

m(t) = �dlog[St]dlog(t)

� (Gleichung 3.2)

mit: S(t) Biegekriechsteifigkeit [MPa] t Belastungsdauer [s]

Die BBR-Analyse wurde bei allen Bindemittelvarianten bei -10, -16 und -25 °C jeweils als Doppelbestimmung durchgeführt. Die der Prüfung zugrunde liegenden Prüfpara-meter sind in der folgenden Tabelle 3-2 aufgeführt.

54 Kapitel 3: Untersuchungsprogramm Tabelle 3-2: Prüfparameter zur Bestimmung der rheologischen Bitumenkennwerte mit dem Biege-

balkenrheometer (BBR)

Prüfparameter zur Bestimmung der rheologischen Bitumenkennwerte (BBR) Balkengeometrie (L / B / H) 127,0 mm / 12,7 mm / 6,4 mm Prüflast 980 ± 50 mN Prüfdauer 240 s Temperatur -10, -16 bzw. -25 °C

Die mittels BBR ermittelten Messgrößen Biegekriechsteifigkeit S und m-Wert werden im Rahmen dieser Arbeit zur Verkürzung und damit auch zur Vereinfachung der For-mulierungen teilweise als „BBR-Kennwerte“ bezeichnet.

3.3.3 Bindemittelanalyse mittels Dynamischem Scherrheometer (DSR)

Sämtliche Bindemittelvarianten wurden mit dem DSR in mehreren Versuchsreihen in dem Temperaturspektrum zwischen -10 und +150 °C untersucht. Nach dem in [DIN EN 14770, 2012] und [AL DSR-Prüfung (T-Sweep), 2014] generell beschriebenen Ver-suchsablauf wurden die komplexen Schermoduln G* und die Phasenwinkel δ zwischen -10 und +150 °C bei verschiedenen Frequenzen ermittelt (Abschnitt 3.3.3.2). Gezielte, im Rahmen dieser Arbeit entwickelte Untersuchungen der Steifigkeit und des Relaxa-tionsverhaltens bei niedrigen Gebrauchstemperaturen wurden im Scher- und im Zug-modus des DSR durchgeführt (Abschnitt 3.3.3.3). Die Untersuchungen zum Verhalten bei hohen Gebrauchstemperaturen, die sowohl die genormte MSCR-Prüfung und die Bestimmung der Niedrig- und Null-Scherviskosität als auch nicht genormte Variationen der MSCR-Prüfung und Untersuchungen im Oszillationsmodus außerhalb des LVE-Bereichs (LAOS) umfassen, sind in Abschnitt 3.3.3.4 beschrieben.

Zur Verkürzung und Vereinfachung der Formulierungen werden die mittels DSR ge-messenen Größen in dieser Arbeit teilweise als „DSR-Kennwerte“ bezeichnet. Welche der rheologischen Größen damit gemeint sind, ist jeweils dem Zusammenhang ein-deutig zu entnehmen.

3.3.3.1 Probenvorbereitung

Nach dem ersten Erwärmen der Basisbitumen und ggf. Alterung oder Modifizierung wurde von jeder Bindemittelvariante ein Gebinde je DSR-Untersuchungen zurückge-stellt. 12 bis 24 Stunden vor Versuchsbeginn wurden die Proben erwärmt, homogeni-siert und in die vorgesehenen Silikonformen gegossen. Generell wurden hierzu For-men mit einem Durchmesser von 8 bzw. 25 mm, jeweils entsprechend der zu verwen-denden Messgeometrie, eingesetzt.


30 Minuten vor Versuchsbeginn wurden die Proben, die nach der Herstellung bei Raumtemperatur gelagert wurden, auf ca. 10 °C abgekühlt. Aufgrund der erhöhten Steifigkeit waren diese ohne Verformen aus den Silikonformen zu entnehmen.

Die obere und die untere Messgeometrie des DSR wurden vor Versuchsbeginn auf die in [DIN EN 14770, 2012] geregelte Temperatur von 20 °C über dem Erweichungspunkt Ring und Kugel, jedoch maximal 90 °C erwärmt. Die aus dem Platzieren, dem Trim-men und der Homogenisierung der Probe bestehende weitere Probenvorbereitung er-folgte ebenfalls entsprechend [DIN EN 14770, 2012] bzw. [AL DSR-Prüfung (T-Sweep), 2014]. Abbildung 3-2 sind ein Foto und der schematische Versuchsaufbau des DSR zu entnehmen.

Abbildung 3-2: oben: Dynamisches Scherrheometer (DSR) inkl. Messgeometrie; unten: Prinzipskizze

Dynamisches Scherrheometer [ZIELKE, 2008]


Die Untersuchung des Kälteverhaltens nach Abschnitt 3.3.3.3 an Probekörpern mit 8 mm Durchmesser und 5 mm Höhe erforderte eine von der zuvor beschriebenen Vor-gehensweise abweichende Probenvorbereitung. Zur Herstellung dieser Probekörper wurden zwei Silikonformen übereinander verklebt, wobei der Boden der oberen Form entfernt wurde. Durch das saubere Abtrennen des überstehenden Materials wurden so geometrisch einheitliche, den geforderten Abmessungen entsprechende Probekör-per hergestellt.

Eine weitere Abweichung zu der zuvor beschriebenen und genormten Probenvorbe-reitung stellt die Temperierung dar. Nach dem Fixieren der Proben in der wie zuvor beschrieben erwärmten Messgeometrie wurde die Temperatur unmittelbar nach dem Herstellen eines kraftschlüssigen Verbundes an der Ober- und Unterseite und dem Trimmen der Probe reduziert. Ein Verformen der Probe aufgrund der bei hohen Tem-peraturen geringen Viskosität und der gestreckten Probengeometrie wurde so vermie-den (Abbildung 3-3).

Abbildung 3-3: Probe mit 8 mm Durchmesser und 5 mm Höhe im DSR


3.3.3.2 Temperatur- und Frequenz-Tests

Mit den Temperatur- und Frequenz-Tests (vgl. Abschnitt 2.3.3) wurden zwischen -10 und +150 °C jeweils bei den Frequenzen von 0,1 und 1,59 Hz die Kennwerte komple-xer Schermodul und Phasenwinkel bestimmt.

Die Temperatur- und Frequenz-Tests wurden mittels Platte-Platte-Messgeometrie durchgeführt. Aufgrund der hohen Bindemittelsteifigkeit wurden bei niedrigen Tempe-raturen Probekörper mit einem Durchmesser von 8 mm und einer Höhe von 2 mm verwendet, während bei höheren Temperaturen aufgrund der niedrigeren Bindemittel-steifigkeit Probekörper mit einem Durchmesser von 25 mm und einer Höhe von 1 mm verwendet wurden. Hiervon abweichend wurde der Plattenabstand bei dem 50/70GG aufgrund der Größe der Gummipartikel von 0,2 bis 0,8 mm auch bei Verwendung der 25-mm-Messgeometrie zu 2 mm gewählt (vgl. Abschnitt 2.3.3). Als Grenzwert zur Un-terscheidung zwischen hoher und niedriger Bindemittelsteifigkeit wurde entsprechend [DIN EN 14770, 2012] der komplexe Schermodul von 100 kPa gewählt.

Die Versuche wurden mit oszillierenden Scherspannungen weggeregelt im jeweils bin-demittel-, frequenz- und temperaturabhängigen LVE-Bereich durchgeführt. Die Gren-zen des LVE-Bereichs wurden vorab bei jedem Bindemittel überprüft. Bei den nicht modifizierten Bitumen fanden hierzu Amplituden-Tests in Abständen von jeweils 30 K bei der Frequenz von 1,59 Hz statt. Aufgrund des weniger konstanten rheologischen Verhaltens modifizierter Bitumen wurden die Amplituden-Tests bei diesen alle 20 K, jeweils bei beiden Prüffrequenzen durchgeführt. Die Amplituden-Tests erfolgten je-weils mit 30 Messpunkten von 60 Sekunden Dauer bei der Prüffrequenz von 0,1 Hz und mit 10 Sekunden Dauer bei der Prüffrequenz von 1,59 Hz. Der Deformationsbe-reich der Amplituden-Tests lag zwischen 0,01 und 10 % bei einer im logarithmischen Maßstab zwischen den einzelnen Messpunkten ansteigenden Deformation.

Die Temperierungszeit der Temperatur- und Frequenz-Tests betrug bei der Starttem-peratur 20 Minuten und bei jeder weiteren Temperatur 15 Minuten. Von der Starttem-peratur aus wurden die Messungen in Temperatur-Schritten von 10 K durchgeführt: Mit der 8-mm-Messgeonmetrie wurde die Temperatur je Schritt um 10 K reduziert und mit der 25-mm-Messgeonmetrie um 10 K erhöht. Als Starttemperatur wurde für jedes Bindemittel die maximale Temperatur gewählt, bei der aus den Amplituden-Tests noch komplexe Schermoduln unter 100 kPa zu erwarten waren.

Alle Untersuchungen der Temperatur- und Frequenz-Tests wurden als Doppelbestim-mung durchgeführt. In Tabelle 3-3 sind die Versuchsparameter zusammengefasst.

58 Kapitel 3: Untersuchungsprogramm Tabelle 3-3: Versuchsparameter zur Bestimmung von komplexem Schermodul und Phasenwinkel

mittels DSR Messgeometrie Platte/Platte Prüfart weggesteuert/oszillierend Vorgegebene Deformation 0,1 bis 10 % Prüftemperaturbereich -10 bis +150 °C Prüfintervalle 10 K Prüffrequenzen 0,1 und 1,59 Hz

Zeit der Temperierung zwischen den Prüfintervallen 15 min

Probendurchmesser 8 bzw. 25 mm Spaltbreite 2 bzw. 1 mm

3.3.3.3 Analyse des Kälteverhaltens

Neben den genormten Prüfverfahren zur Charakterisierung des Kälteverhaltens bi-tumenhaltiger Bindemittel, dem Brechpunkt nach Fraaß und der Bestimmung der Bie-gekriechsteifigkeit und des m-Wertes mittels BBR sowie der Bestimmung des komple-xen Schermoduls und des Phasenwinkels bei niedrigen Temperaturen wurden zwei weitere Prüfverfahren mittels DSR durchgeführt. Zum einen wurde die erforderliche Scherspannung und das Relaxationsverhalten zur bzw. nach dem Aufbringen einer weggeregelten Scherung von 0,1 % und die auf die Relaxation folgende Rückverfor-mung analysiert. Zum anderen wurde die Relaxation der Normalspannungen nach ei-ner definierten Zugbeanspruchung in der auf die Zugbeanspruchung folgenden Phase mit dann konstantem Spaltabstand bestimmt.

Die beiden entwickelten Untersuchungsverfahren wurden jeweils bei einer Messtem-peratur von -10 °C durchgeführt. Die Temperierungszeit zur Sicherstellung einer kon-stanten Probentemperatur betrug 45 Minuten.

Als Probekörper wurden zylindrische Bitumenproben mit einer Höhe von 5 mm und einem Durchmesser von 8 mm verwendet (siehe Abbildung 3-3). Durch die gewählte Geometrie wurde sichergestellt, dass die Messergebnisse die Bindemitteleigenschaf-ten wiedergeben. Bei einer geringeren Probenhöhe würde dagegen die Steifigkeit der Messgeometrie – also des verwendeten Stahls – die Messergebnisse entscheidend beeinflussen, da die Länge der Messgeometrie, auf die die Spannungen ebenfalls wirkt, mit 113,5 mm um ein Vielfaches größer ist. Bei einer Probenhöhe von 5 mm ergaben dagegen Vorversuche, dass trotz hoher Bindemittelsteifigkeit praktisch kein Einfluss der Stahlsteifigkeit festzustellen ist.


Die Scher-Relaxations-Versuche (SRV) zur Analyse des Kälteverhaltens werden in drei Abschnitte gegliedert (siehe Abbildung 3-4):

1. Weggeregeltes Aufbringen einer rotierenden Deformation von 0,1 % des Spalt-abstandes einschließlich Messung der hierfür erforderlichen Scherspannung in-nerhalb von einer Minute.

2. Halten der aufgebrachten Deformation und Messung des zeitlichen Verlaufs der hierfür erforderlichen Scherspannung für 30 Minuten.

3. Spannungsfreies Entlasten einschließlich Messung der Rückverformung für 30 Minuten.

Abbildung 3-4: Prinzipskizze des Scher-Relaxations-Versuchs mittels DSR

Der Zug-Relaxations-Versuch (ZRV) mittels DSR wird nach der Temperierungsphase, die aufgrund der thermisch bedingten Längenänderung der Bindemittelprobe zu einer Reduzierung des Spaltabstands führt, in zwei Abschnitte unterteilt (Abbildung 3-4):

1. Aufbringen einer Zugspannung von 0,2 MPa einschließlich Messung des Spalt-abstandes für die Dauer von 5 Minuten.

2. Halten des erzeugten Spaltabstandes für 60 Minuten einschließlich Messung der hierzu erforderlichen Zugspannungen.

Die Scher- und Zug-Relaxations-Versuche wurden je Bindemittel als Doppelbestim-mung durchgeführt. In Tabelle 3-4 sind die wesentlichen Parameter zusammenge-fasst, die den entwickelten Untersuchungsverfahren zur Analyse des Kälteverhaltens mittels DSR zugrunde liegen.

0

2000

4000

6000

8000

10000

12000

14000

16000

18000

20000

0,00

0,02

0,04

0,06

0,08

0,10

0,12

0 10 20 30 40 50 60

Sche

rspa

nnun

g [P

a]

Def

orm

atio

n [%

]

Zeit [min]

DeformationScherspannung


Abbildung 3-5: Prinzipskizze des Zug-Relaxations-Versuchs mittels DSR

Tabelle 3-4: Versuchsparameter des Scher-Relaxations-Versuchs (SRV) bzw. des Zug-Relaxa-tions-Versuchs (ZRV) mittels DSR

Untersuchungsverfahren SRV ZRV Messgeometrie Platte/Platte

Prüfart Weggesteuert / rotierend

Kraftgesteuert / ziehend

Vorgegebene Zugspannung – 0,2 MPa

Vorgegebene Deformation 0,1 % – Prüftemperatur -10 °C Zeit der Temperierung 45 min Probendurchmesser 8 mm Spaltbreite 5 mm

3.3.3.4 Analyse der Bindemitteleigenschaften bei hohen Gebrauchstemperaturen

Null-Scherviskosität (ZSV), Niedrig-Scherviskosität (LSV) und MSCR-Prüfung

Das Verhalten bei hohen Gebrauchstemperaturen wurde neben dem Erweichungs-punkt Ring und Kugel und den Kennwerten komplexer Schermodul und Phasenwinkel noch mit drei weiteren genormten Untersuchungsverfahren mittels DSR analysiert: Die Null-Scherviskosität (ZSV), die Niedrig-Scherviskosität (LSV) und die MSCR-Prüfung.

Die drei letztgenannten Untersuchungen wurden, teils von den Vorgaben der entspre-chenden Normen abweichend, aufgrund der Vergleichbarkeit jeweils bei 60 °C durch-geführt.

Zur Bestimmung der Null-Scherviskosität ZSV wurden die Bindemittel auf Basis der Voruntersuchungen in zwei Gruppen mit unterschiedlichen, auf die jeweiligen Binde-

0,00

0,05

0,10

0,15

0,20

0,25

4,96

4,97

4,98

4,99

5,00

0 10 20 30 40 50 60 70

Spa

ltabs

tand

[mm

]

Zugs

pann

ung

[N/m

m2 ]

Zeit [min]

SpaltabstandZugspannung


mittel abgestimmten Prüfbedingungen unterteilt: Die frischen und die gealterten unmo-difizierten Bitumen wurden für die Versuchsdauer von zwei Stunden beansprucht, während die modifizierten Bitumen für die Versuchsdauer von vier Stunden bean-sprucht wurden. Die aufgebrachte Scherspannung betrug jeweils 20 Pa. Abweichend von [DIN CEN/TS 15325, 2008] wurde zur Bestimmung der Null-Scherviskosität eine Platte-Kegel-Messgeometrie eingesetzt. Hierdurch wurden konstante Scherbedingun-gen im Messspalt sichergestellt. Eine Ausnahme bildete das 50/70GG, das aufgrund der Gummipartikel mittels Platte-Platte-Messgeometrie bei 2 mm Plattenabstand un-tersucht wurde.

Die Bestimmung der Niedrig-Scherviskosität LSV erfolgte bei stufenweiser Reduzie-rung der Prüffrequenz von 1,59 Hz bis 0,01 Hz jeweils im LVE-Bereich der untersuch-ten Bindemittel. Auf die in [DIN CEN/TS 15324, 2008] definierte Bestimmung der Äqui-viskositätstemperaturen EVT1 und EVT2 wurde verzichtet, da die Untersuchungen ausschließlich bei 60 °C durchgeführt wurden. Die Niedrig-Scherviskosität wurde mit Ausnahme des 50/70GG ebenfalls mittels Platte-Kegel-Messgeometrie bestimmt (vgl. Ausführungen bzgl. Null-Scherviskosität). Tabelle 3-5: Versuchsparameter zur Bestimmung der Null- und der Niedrig-Scherviskosität sowie

der Nachgiebigkeit und Rückverformung (MSCR-Prüfung) mittels DSR Untersuchungsverfahren ZSV LSV MSCR Messgeometrie* Platte/Kegel Platte/Platte

Prüfart kraftgesteu-ert/rotierend

weggesteu-ert/oszillierend

kraftgesteu-ert/rotierend

Vorgegebene Spannung 20 Pa – 0,1 kPa, 1,6 kPa, 3,2 kPa

Vorgegebene Deformation – 1 % – Dauer der Be- und Entlas-tungsphase – 1 Sekunde /

9 Sekunden Prüftemperaturbereich 60 °C

Prüffrequenzen – 1,59; 1,0; 0,3; 0,1; 0,03 und

0,01 Hz –

Zeit der Temperierung 15 min Probendurchmesser 25 mm Spaltbreite* 0,1 mm in Kegelmitte 1 mm Kegelwinkel* 2 ° – * 50/70 GG mit Platte-Platte-Messgeometrie bei 2 mm Plattenabstand

Die MSCR-Prüfung erfolgte entsprechend der zum Zeitpunkt der Untersuchungen ak-tuellen [AL MSCR-Prüfung (DSR), 2012]. Abweichend von der [AL DSR-Prüfung (MSCRT), 2016] erfolgten die Untersuchungen somit bei den unmittelbar aufeinander folgenden Laststufen von 0,1 kPa, 1,6 kPa und 3,2 kPa.


Die wesentlichen Versuchsparameter zur Bestimmung der Null-Scherviskosität, der Niedrig-Scherviskosität sowie der Nachgiebigkeit und Rückverformung (MSCR-Prü-fung) mittels DSR sind in Tabelle 3-5 zusammengefasst. Sämtliche Untersuchungen wurden als Doppelbestimmung durchgeführt.

Neben den genormten Prüfverfahren wurden weitere Prüfverfahren zur Analyse der Bindemitteleigenschaften bei hohen Gebrauchstemperaturen durchgeführt. Diese die-nen der Ansprache der Bindemitteleigenschaften außerhalb des LVE-Bereichs und ei-ner detaillierten Analyse des elastischen Verhaltens.

Modifizierte MSCR-Prüfungen

Zwei Abwandlungen der MSCR-Prüfung wurden durchgeführt, um einerseits die ggf. nichtlineare Deformation korrekt zu erfassen und andererseits das Rückverformungs-potential der Bindemittel genauer zu analysieren. Dabei wurden die Bindemittel mit der Laststufe von 3,2 kPa ausschließlich unter hohen Scherbeanspruchungen untersucht, was auch der aktuellen [AL DSR-Prüfung (MSCRT), 2016] entspricht.

Als erste Variation der MSCR-Prüfung wurde diese mittels Platte-Kegel-Messgeomet-rie durchgeführt (Ausnahme 50/70GG, vgl. Ausführungen bzgl. Null-Scherviskosität). Bei ansonsten zur [AL DSR-Prüfung (MSCRT), 2016] identischen Versuchsdurchfüh-rung werden durch die Wahl der Platte-Kegel-Messgeometrie bei den im Folgenden als MSCRPK bezeichneten Untersuchungen auch die Materialeigenschaften der Bin-demittel, die unter den gegebenen Versuchsparametern außerhalb des linearen Be-reich beansprucht werden, mechanisch korrekt erfasst (vgl. Abschnitt 2.3.3).

Eine stärkere Erfassung des Rückverformungspotentials erfolgte durch eine Verlänge-rung der Erholungsphasen um den Faktor 10 auf jeweils 90 Sekunden. Hierdurch wird der Verlauf des Rückverformungsprozesses, der vor allem bei Polymermodifizierten Bitumen deutlich länger als 9 Sekunden dauert, praxisgerecht erfasst (vgl. Abschnitt 2.5.4). Neben der quantitativen Berücksichtigung der Rückverformung in längeren Lastpausen ermöglicht dies eine präzisere mathematische Erfassung des Rückverfor-mungsprozesses und hierüber Aussagen zur dauerhaften Deformation der untersuch-ten Proben. Diese im Folgenden als MSCRPK90 bezeichneten Versuche wurden zur mechanisch korrekten Materialansprache ebenfalls mittels Platte-Kegel-Messgeomet-rie (Ausnahme 50/70GG, vgl. Ausführungen bzgl. Null-Scherviskosität) durchgeführt.

In Tabelle 3-6 sind die Versuchsparameter der als MSCRPK und MSCRPK90 bezeich-neten Untersuchungen, die als Doppelbestimmung durchgeführt wurden, zusammen-gefasst.


Tabelle 3-6: Versuchsparameter des MSCRPK und des MSCRPK90 Untersuchungsverfahren MSCRPK MSCRPK90 Messgeometrie* Platte/Kegel Prüfart kraftgesteuert /rotierend Vorgegebene Spannung 3,2 kPa

Dauer der Be- und Entlas-tungsphase 1 Sekunde / 9 Sekunden 1 Sekunde / 90 Sekun-

den Prüftemperaturbereich 60 °C

Zeit der Temperierung 15 min

Probendurchmesser 25 mm Spaltbreite* 0,1 mm in Kegelmitte Kegelwinkel* 2 ° * 50/70 GG mit Platte-Platte-Messgeometrie bei 2 mm Plattenabstand

Oszillationsversuche außerhalb des LVE-Bereichs

Als weitere Möglichkeit zur Bindemittelansprache bei hohen Gebrauchstemperaturen wurden die im Rahmen dieser Arbeit untersuchten Bindemittelvarianten in Anlehnung an das von [DELGADILLO, BAHIA, LAKES, 2011] beschriebene, auf die Arbeiten von [REINKE, et al., 2006] basierende, Verfahren zur Bestimmung des Stress-Viscosity-Factors untersucht (vgl. Abschnitt 2.5.4). Bei den durchgeführten Untersuchungen wurde die komplexe Viskosität zunächst im LVE-Bereich bestimmt. Durch eine konti-nuierliche Erhöhung der Deformation mittels Amplituden-Test wurde die Scherspan-nung ermittelt, bei der die komplexe Viskosität auf 70 % (Vorgehensweise nach [DELGADILLO, BAHIA, LAKES, 2011]) bzw. 85 % (Anpassung des Verfahrens im Rahmen dieser Arbeit zur besseren Bindemittelansprache) des Wertes im LVE-Be-reich zurückgegangen ist. Die Amplituden-Tests wurden jeweils als Doppelbestimmun-gen durchgeführt.

Die weiteren Vorgehensweisen beruhen unmittelbar auf der Erfassung des Material-verhaltens bei Oszillationsversuchen unter hohen Scherspannungen bzw. Deformati-onen (LAOS, vgl. Abschnitt 2.3.3).

Aufgrund der unterschiedlichen Grenzen des LVE-Bereichs und des unterschiedlichen Materialverhaltens bei Überschreitung der LVE-Grenzen wurden die komplexen Schermoduln bei 60 °C einheitlich bei einer Scherspannung von 5 kPa ermittelt. Hier-durch wird bei allen Proben eine einheitliche, hohe Belastung aufgebracht, die ent-sprechend der Bindemitteleigenschaften Deformationen innerhalb bzw. außerhalb des LVE-Bereichs erzeugt. Dieser unter hohen oszillierenden Beanspruchungen und De-formationen durchgeführte Versuch wird im Folgenden als LAOS5kPa bezeichnet.


Des Weiteren wurden die Bindemittel in der als LAOSLissajous bezeichneten Prüfreihe nacheinander bei einer vorgegebenen Deformation von 1 % innerhalb des LVE-Be-reichs und bei einer vorgegebenen Deformation von 1.000 % (sofern aufgrund des maximalen Moments des DSR und der Steifigkeit der Probe möglich, ansonsten die gerätetechnisch maximal mögliche Deformation) deutlich außerhalb des LVE-Bereichs untersucht. In den beiden genannten Zuständen wurde das Materialverhalten durch Gegenüberstellungen der Deformation bzw. Scherrate auf der Abszisse und der Scherspannung auf der Ordinate in Lissajous-Figuren (vgl. Abschnitt 2.3.3) analysiert.

In Tabelle 3-7 sind die Versuchsparameter zur Bestimmung des „Stress-Viscosity-Factor“ SVF70 bzw. SVF85 und zur Durchführung der LAOS-Untersuchungen ange-geben. Sämtliche Untersuchungen wurden als Doppelbestimmung durchgeführt. Tabelle 3-7: Versuchsparameter zur Bestimmung des „Stress-Viscosity-Factor“ SVF70 bzw. SVF85

und zur Durchführung der LAOS-Untersuchungen

Untersuchungsverfahren SVF70 bzw. SVF85 LAOS5kPa LAOSLissajous

Messgeometrie* Platte/Kegel

Prüfart weggesteu-ert/oszillierend

kraftgesteu-ert/oszillierend

weggesteu-ert/oszillierend

Vorgegebene Deformation 0,1 – 1.000 %** – 1 bzw. 1.000 %**

Vorgegebene Scherspannung – 5 kPa –

Prüftemperaturbereich 60 °C Prüffrequenz 1,59 Hz Zeit der Temperierung 15 min Probendurchmesser 25 mm Spaltbreite in Kegelmitte* 0,1 mm in Kegelmitte Kegelwinkel* 2 ° * 50/70 GG mit Platte-Platte-Messgeometrie bei 2 mm Plattenabstand ** 1.000 % Deformation sofern aufgrund des maximalen Moments des DSR möglich, ansonsten ge-

rätebedingte, maximale Deformation

3.3.4 Untersuchungen zur Bitumenchemie (SARA-Analyse)

Bei sämtlichen unmodifizierten Bitumen wurde neben den physikalischen Untersu-chungen eine chemische Trennung anhand der Löslichkeit bzw. der Polarität der ein-zelnen Fraktionen durchgeführt.

Eine Aufspaltung des Bitumens in chemisch ähnliche Gruppen wurde in Anlehnung an [SEBOR, 1999] durchgeführt (vgl. Abschnitt 2.2.2). Hierbei findet eine Aufspaltung der Bitumen mittels Flüssigchromatographie in einer Säule statt, die vor allem auf der un-terschiedlichen Polarität beruht. Bei dieser SARA-Analyse findet eine Trennung in Aliphaten (Saturates), Mono-, Di- und Polyaromaten (Aromatics), Harze (Resins) und


Asphaltene (Asphaltens) statt. Hierzu werden die Asphaltene im ersten Schritt abge-trennt, indem das Bitumen mit Isooctan versetzt, diese Mischung gekocht und nach dem Abkühlen filtriert wird. Die verbleibende Maltenephase wird in eine Säule über-führt. Diese Säule ist mit Aluminiumoxid und Kieselgel (jeweils mit Isooctan gesättigt) gepackt. Zum Lösen der Aliphate, Mono-, Di- bzw. Polyaromate und Harze werden die in Tabelle 3-8 aufgeführten fünf Elutionsmittel als mobile Phasen über die Säule ge-führt. Nach dem Einengen wurden die Massen der Fraktionen ermittelt. Tabelle 3-8: Parameter der SARA-Analyse

Elutionsmittel Gelöste Fraktion Isooctan Aliphaten

Isooctan / Toluol im Verhältnis 19 / 1 Mono-Aromaten Isooctan / Toluol im Verhältnis 17 / 3 Di-Aromaten

Reines Toluol Poly-Aromaten

Toluol / Diethylether / Methanol im Ver-hältnis 1 / 1 / 3 Polare Verbindungen (Harze)

3.4 Ablauf des Untersuchungsprogramms

In Abbildung 3-6 ist das dieser Arbeit zugrunde liegende Untersuchungsprogramm als Folge aus den verwendeten Proben, den hiermit durchgeführten Untersuchungen und den Zielstellungen aus diesen Untersuchungen zusammengefasst.

Sämtliche Bindemittel wurden – ggf. nach deren Modifizierung – für die physikalischen Untersuchungen vorbereitet. Die Untersuchungen selbst gliedern sich in die grundle-genden, genormten Prüfungen sowie die speziellen Prüfungen zum Kälte- und zum Wärmeverhalten. Da die Analytik des Materialverhaltens bei niedrigen und hohen Ge-brauchstemperaturen vor allem bei modifizierten Bitumen nach aktuellem Regelwerk nach wie vor starke Defizite aufweist, wurden im Rahmen dieser Arbeit Prüfungen bzw. Analysemethoden zur direkten Ansprache der Bindemittelrheologie in diesen Tempe-raturbereichen mittels DSR entwickelt und erprobt. So bestand ein Ziel dieser Arbeit darin, die Bindemittelanalytik des Kälte- und des Wärmeverhaltens durch alternative Prüfverfahren bzw. -analysen zu verbessern.

Insgesamt sollte durch die umfassenden Bindemitteluntersuchungen eine verbesserte Bindemittelanalytik frischer und gealterter unmodifizierter sowie unterschiedlich modi-fizierter Bitumen erfolgen. Durch die allgemeine Bindemittelrheologie und explizite Er-kenntnisse zum Kälte- und Wärmeverhalten waren vor allem die Auswirkungen der Modifizierungen zu analysieren.


Abbildung 3-6: Schematische Übersicht des Untersuchungsprogramms

Kapitel 4: Mathematisch-statistische Auswerteverfahren 67

4 Mathematisch-statistische Auswerteverfahren

Die Absicherung der Messergebnisse und deren Analyse beruhen auf verschiedenen mathematisch-statistischen Auswerteverfahren. Im Rahmen dieser Arbeit kamen hierzu folgende Verfahren zur Anwendung:

• Prüfung auf Ausreißer • Bildung von Mittelwert, Standardabweichung und Median • Erfassung von Zusammenhängen durch lineare Regressionsanalyse • Mathematische Erfassung der Ergebnisse durch statistische Schätzverfahren

Prüfung auf Ausreißer:

Generell werden die Messwerte als Ausreißer bezeichnet, die unter den gegebenen technischen Bedingungen und den angenommenen statistischen Voraussetzungen nicht zu den übrigen Werten einer Messreihe gehören. Nach dem [M Statistik Teil 2, 2003] erfolgt die Prüfung auf Ausreißer im Allgemeinen mit dem Verfahren von DA-VIES/GATHER (HAMPEL-Identifizierer).

Für den Nachweis von Ausreißern mit dem DAVIES/GATHER-Verfahren ist ein Min-destprobenumfang von drei Messwerten notwendig. Bei den Untersuchungen im Rah-men dieser Arbeit wurden die Messwerte mit einer Doppelbestimmung ermittelt. Ein Ausreißertest konnte hierbei nicht durchgeführt werden. Diese Untersuchungsergeb-nisse wurden – sofern vorhanden – mit den in den jeweiligen Regelwerken vorge-schriebenen Anforderungen für die Wiederholpräzision abgesichert.

Die als Ausreißer identifizierten Messwerte wurden der weiteren Auswertung entzo-gen.

Bildung von Mittelwert, Standardabweichung und Median

Die von Ausreißern bereinigten Messreihen werden zur Erfassung der Untersuchungs-ergebnisse durch den Mittelwert und die Standardabweichung (Maß für die Streuung der Variablen) erfasst. Der arithmetische Mittelwert x� und die Standardabweichung s sind wie folgt definiert [M Statistik Teil 1, 2000]:

x� = 1n

∑ xini=1 (Gleichung 4.1)

s = � 1n-1

∙ ∑ (xi -x�)2n

i=1 (Gleichung 4.2)

mit: x� Mittelwert s Standardabweichung n Anzahl der Ergebnisse xi Messwert

68 Kapitel 4: Mathematisch-statistische Auswerteverfahren

Der Median ist bei einer Auflistung von Zahlenwerten der Wert, der an der mittleren Stelle steht, wenn man die Werte nach der Größe sortiert. Es sind also gleichviele Werte größer bzw. kleiner als dieser Wert. [KREYSZIG, 1979]

Erfassung von Zusammenhängen durch lineare Regressionsanalyse

Die einfache lineare Regressionsanalyse dient der Bestimmung von mathematischen Zusammenhängen zwischen abhängigen und/oder unabhängigen Variablen. Die ein-fachste lineare Regression wird durch eine Geradengleichung ausgedrückt.

y(x) = c + a • x (Gleichung 4.3)

mit: y(x) Abhängige Variable x Unabhängige Variable a, c Konstanten

Alternativ kann der mathematische Zusammenhang zwischen den Kenngrößen an-stelle einer geradlinigen Beziehung (Gleichung 4.3) auch durch Potenz-, Logarithmus-, Polynom- oder Exponentialfunktion erfasst werden.

Das Maß für den Grad des Zusammenhangs zwischen den Kenngrößen wird durch das Bestimmtheitsmaß R² angegeben, das wie folgt definiert ist:

R2 = ∑ (y�i - y�)

2ni=1

∑ (yi - y�)2n

i=1 (Gleichung 4.4)

mit: R2 Bestimmtheitsmaß n Anzahl der Ergebnisse y� Geschätzter Regresswert y� Mittelwert y Abhängige Variable

Das Bestimmtheitsmaß ist das Maß für die Genauigkeit, mit der die ermittelten Werte yi durch die berechneten Schätzwerte y�(x) approximiert werden. [STAHEL, 2008]

Mathematische Erfassung der Ergebnisse durch statistische Schätzverfahren

Schätzverfahren werden zur Erstellung von Schätzfunktionen von unbekannten Para-metern einer statistischen Grundgesamtheit angewendet. Auf der Basis empirisch er-mittelter Daten einer Stichprobe wird die Schätzfunktion aufgestellt und kann zur Be-stimmung von Parametern einer unbekannten Grundgesamtheit verwendet werden. Zur Anwendung kann hierfür die Methode der kleinsten Fehlerquadrate (OLS) (engl. Ordinary Least Squares) kommen.

Bei der von LAPLACE und GAUSS entwickelten Methode der kleinsten Fehlerquad-rate wird die Stichprobe als Summe einer Funktion des Parameters f(δ) sowie eines

Kapitel 4: Mathematisch-statistische Auswerteverfahren 69

vorhandenen Fehlers (Rauschen) angegeben. Der Parameter aus der Stichprobe ist so zu wählen, dass das Ergebnis minimiert wird. Die Gleichung zur Bestimmung der Funktion wird folgendermaßen verallgemeinert [SACHS, HEDDERICH, 2006]:

S(δ) = ∑ (xi - f(δ))2 n

i=1 (Gleichung 4.5)

mit: S(δ) Summe der Fehlerquadrate n Anzahl der Ergebnisse xi Messwert f(δ) Funktion des Parameters

70 Kapitel 5: Ergebnisdarstellung

5 Ergebnisdarstellung 5.1 Ergebnisse der konventionellen Bindemitteluntersuchungen

An den 16 Bindemittelvarianten wurden nach [DIN EN 1426, 2015] (Nadelpenetration), [DIN EN 1427, 2015] (Erweichungspunkt Ring und Kugel) bzw. [DIN EN 12593, 2015] (Brechpunkt nach Fraaß) die konventionellen, physikalischen Kennwerte ermittelt, an die gemäß [TL Bitumen-StB 07, 2013] bei Straßenbaubitumen Anforderungen gestellt werden. In Tabelle 5-1 sind die jeweiligen Mittelwerte zusammengefasst. Die Einzel-werte der durchgeführten Messungen sind den Tabellen 1 bis 3 des Anhangs A zu entnehmen. Tabelle 5-1: Nadelpenetration, Erweichungspunkt Ring und Kugel und Brechpunkt nach Fraaß der

untersuchten Bindemittel

Probe Nadelpenetration

bei 25 °C Erweichungspunkt

Ring und Kugel Brechpunkt nach

Fraaß 1/10 mm °C °C

20/30A 27,0 58,9 -4 30/45A 36,2 55,7 -7 50/70A 57,4 49,8 -11 50/70B 62,7 49,0 -9 50/70C 52,3 48,7 -17 70/100A 73,5 47,0 -18 50/70RTFOT 33,4 57,1 -8 50/70PAV 15,6 68,5 -4 50/70SBS 39,3 58,5 -11 PmB 40,1 60,3 -18 PmB H 43,3 67,4 -21 50/70GG 34,7 59,2 -9 50/70FT 37,2 76,4 -9 50/70Amid 47,4 88,7 -11 50/70Montan 45,6 72,6 -12 50/70SBS/FT 30,3 84,0 -9

5.2 Ergebnisse der genormten, rheologischen Bindemitteluntersuchungen

5.2.1 Biegekriechsteifigkeit und m-Wert der Untersuchungen mittels BBR

Die rheologischen Kennwerte Biegekriechsteifigkeit S und m-Wert wurden mittels Bie-gebalkenrheometer nach [DIN EN 14771, 2012] bestimmt. In der folgenden Ta-belle 5-2 sind die Mittelwerte der bei -10, -16 bzw. -25 °C nach einer Belastungsdauer von 60 Sekunden bestimmten Biegekriechsteifigkeiten S und m-Werte gegeben. Die einzelnen Messwerte finden sich in den Tabellen 4 bis 6 des Anhangs B, während die

Kapitel 5: Ergebnisdarstellung 71

nach [TL Bitumen-StB 07, 2013] anzugebenden Temperaturen, bei denen die Biege-kriechsteifigkeit 300 MPa bzw. der m-Werte 0,3 beträgt, Abbildung 6-1 zu entnehmen sind. Tabelle 5-2: Biegekriechsteifigkeit S bzw. m-Wert, jeweils bei -10, -16 bzw. 25 °C

Probe Biegekriechsteifigkeit S [MPa]

bei m-Wert [-]

bei -10 °C -16 °C -25 °C -10 °C -16 °C -25 °C

20/30A 186 380 940 0,345 0,294 0,175 30/45A 121 288 779 0,434 0,350 0,196 50/70A 68,1 160 613 0,462 0,391 0,221 50/70B 70,3 175 634 0,466 0,374 0,238 50/70C 140 291 765 0,368 0,335 0,177 70/100A 53,2 138 550 0,505 0,420 0,280 50/70RTFOT 85,7 253 730 0,423 0,333 0,203 50/70PAV 183 344 761 0,307 0,261 0,185 50/70SBS 85,4 230 712 0,447 0,355 0,221 PmB 100 243 726 0,425 0,333 0,204 PmB H 98,6 214 582 0,396 0,335 0,237 50/70GG 62,0 175 486 0,390 0,335 0,222 50/70FT 128 264 767 0,351 0,306 0,202 50/70Amid 108 248 688 0,386 0,328 0,227 50/70Montan 115 243 733 0,360 0,306 0,200 50/70SBS/FT 134 301 742 0,361 0,304 0,204

5.2.2 Komplexe Schermoduln und Phasenwinkel der Untersuchungen mittels DSR

Die Einzelwerte der in Anlehnung an [DIN EN 14770, 2012] gemessenen freqeunz- und temperaturabhängigen rheologischen Kennwerte komplexer Schermodul und Phasenwinkel sind in den Tabellen 8 bis 39 des Anhangs C aufgelistet. In den folgen-den Abbildungen 5.1 und 5.2 sind exemplarisch die komplexen Schermoduln bzw. die Phasenwinkel in Abhängigkeit von der Temperatur für die Prüffrequenz von 1,59 Hz abgebildet. Die dargestellten Kennwerte sind während einer stufenweisen Erwärmung der Proben im höheren Temperaturbereich (bei komplexen Schermoduln < 100 kPa), jeweils in Schritten von 10 K und unter Einhaltung einer zur gleichmäßigen Tempera-turverteilung notwendigen Temperierungszeit von 15 Minuten, gemessen worden. Im niedrigeren Temperaturbereich erfolgte die Temperierung stufenweise abnehmend.

Abweichend von der zuvor geschilderten Temperierung mit stufenweiser Erwärmung im höheren Temperaturbereich wurden die wachsmodifizierten Bitumen zwischen 130 °C und 60 °C zusätzlich während ihrer Abkühlung – ebenfalls in Schritten von 10 K und unter Einhaltung einer zur gleichmäßigen Temperaturverteilung notwendigen


Temperierungszeit von 15 Minuten – untersucht. Die hierbei gemessenen Ergebnisse für die Prüffrequenz von 1,59 Hz sind den Tabelle 32 bis 39 des Anhangs C zu ent-nehmen. In den Tabellen 5.3 und 5.4 sind die arithmetischen Mittel zusammengefasst.

Abbildung 5-1: Kompl. Schermodul (oben) und Phasenwinkel (unten) der unmodifizierten Bitumen bei

1,59 Hz in Abhängigkeit von der Temperatur

1,E+00

1,E+01

1,E+02

1,E+03

1,E+04

1,E+05

1,E+06

1,E+07

1,E+08

1,E+09

-20 0 20 40 60 80 100 120 140 160

Kom

pl. S

cher

mod

ul [P

a]

Temperatur [°C]

20/30A 30/45A50/70A 50/70B50/70C 70/100A50/70 RTFOT 50/70 PAV

0

10

20

30

40

50

60

70

80

90

100

-20 0 20 40 60 80 100 120 140 160

Pha

senw

inke

l [°]

Temperatur [°C]

20/30A 30/45A50/70A 50/70B50/70C 70/100A50/70 RTFOT 50/70 PAV


Abbildung 5-2: Kompl. Schermodul (oben) und Phasenwinkel (unten) der modifizierten Bitumen bei

1,59 Hz in Abhängigkeit von der Temperatur

1,E+00

1,E+01

1,E+02

1,E+03

1,E+04

1,E+05

1,E+06

1,E+07

1,E+08

1,E+09

-20 0 20 40 60 80 100 120 140 160

Kom

pl. S

cher

mod

ul [P

a]

Temperatur [°C]

50/70A 50/70 SBSPmB PmB H50/70 GG 50/70 FT50/70 Amid 50/70 Montan50/70 SBS + FT

0

10

20

30

40

50

60

70

80

90

100

-20 0 20 40 60 80 100 120 140 160

Pha

senw

inke

l [°]

Temperatur [°C]

50/70A 50/70 SBS PmBPmB H 50/70 GG 50/70 FT50/70 Amid 50/70 Montan 50/70 SBS + FT

74 Kapitel 5: Ergebnisdarstellung Tabelle 5-3: Kompl. Schermodul der wachsmodifizierten Bitumen bei 1,59 Hz in Abhängigkeit von

der Temperatur, gemessen während der stufenweisen Abkühlung der Proben

Probe 50/70FT 50/70Amid 50/70Montan 50/70SBS/FT Temperatur Kompl. Schermodul

°C Pa

130 5,42 5,21 5,41 12,73

120 9,41 9,67 9,41 22,38

110 17,61 344,8 19,83 42,94

100 37,12 1.612 42,77 82,14

90 82,90 3.594 94,71 187,0

80 2.034 5.988 1.847 1.575

70 8.044 9.147 5.439 9.380

60 31.400 17.210 18.744 33.460

Tabelle 5-4: Phasenwinkel der wachsmodifizierten Bitumen bei 1,59 Hz in Abhängigkeit von der Temperatur, gemessen während der stufenweisen Abkühlung der Proben

Probe 50/70FT 50/70Amid 50/70Montan 50/70SBS/FT Temperatur Phasenwinkel

°C °

130 90,0 90,0 90,0 90,0

120 90,0 90,0 90,0 90,0

110 90,0 43,4 90,0 90,0

100 90,0 36,7 90,0 90,0

90 88,4 34,6 90,0 86,4

80 71,0 33,2 64,1 60,7

70 66,3 38,5 61,7 50,0

60 64,8 53,1 59,8 47,3

5.2.3 Null- und Niedrig-Scherviskosität sowie Nachgiebigkeit und Rückverformung (MSCR-Prüfung) der Untersuchungen mittels DSR

Die Untersuchungen zur Null-Scherviskosität (ZSV) nach [DIN CEN/TS 15325, 2008] und zur Niedrig-Scherviskosität (LSV) in Anlehnung an [DIN CEN/TS 15324, 2008] (vgl. Abschnitt 3.3.3.4) erfolgten jeweils als Doppelbestimmung. Als Messtemperatur wurde zur besseren Vergleichbarkeit für beide Kenngrößen einheitlich eine Tempera-tur von 60 °C gewählt. Die aus den einzelnen Messungen hervorgehenden Ergebnisse (Null-Scherviskosität bzw. komplexe Viskosität bei 1,59 bis 0,01 Hz) sind den Tabellen


40 bis 42 des Anhangs C zu entnehmen. In Tabelle 5-5 sind die Mittelwerte der rele-vanten Kenngrößen (Null-Scherviskosität bzw. Niedrig-Scherviskosität) zusammenge-fasst, wobei im Rahmen dieser Arbeit einheitlich die komplexe Viskosität bei der Prüffrequenz von 0,01 Hz als Niedrig-Scherviskosität definiert wird. Tabelle 5-5: Null- und Niedrig-Scherviskosität (= komplexe Viskosität bei 0,01 Hz)

Probe ZSV LSV

Pa s Pa s

20/30A 1.652 1.582

30/45A 1.024 992

50/70A 435 425

50/70B 408 390

50/70C 471 462

70/100A 256 253

50/70RTFOT 1.246 1.230

50/70PAV 24.972 20.620

50/70SBS 2.075 2.252

PmB 2.573 2.308

PmB H 8.452 6.459

50/70GG 7.070 2.984

50/70FT 20.897.768 67.915

50/70Amid 4.769.014 41.260

50/70Montan 1.760.548 27.710

50/70SBS/FT 5.354.349 41.890

Die Durchführung der MSCR-Prüfung nach [AL MSCR-Prüfung (DSR), 2012] erfolgte ebenfalls als Doppelbestimmung. Die Messtemperatur beträgt – analog zu der Bestim-mung der Null-Scherviskosität bzw. Niedrig-Scherviskosität – 60 °C. Die aus den ein-zelnen Messungen hervorgehenden Ergebnisse sind den Tabellen 43 und 44 des An-hangs C zu entnehmen. In Tabelle 5-6 sind die Mittelwerte der aus den jeweils zehn Belastungszyklen bei 0,1 kPa, 1,6 kPa bzw. 3,2 kPa gemittelten Nachgiebigkeit Jnr und Rückverformung R zusammengefasst.

76 Kapitel 5: Ergebnisdarstellung Tabelle 5-6: Nachgiebigkeit und Rückverformung (MSCR-Prüfung)

Probe Jnr 0,1kPa R0,1kPa Jnr 1,6kPa R1,6kPa Jnr 3,2kPa R3,2kPa

kPa-1 % kPa-1 % kPa-1 %

20/30A 0,620 11,55 0,636 6,55 0,656 6,33

30/45A 1,006 9,37 1,045 4,69 1,097 4,10

50/70A 2,315 4,21 2,470 1,26 2,565 0,25

50/70B 2,513 3,65 2,813 1,09 2,955 0,14

50/70C 3,376 1,53 3,516 1,25 3,601 0,98

70/100A 3,877 3,23 4,117 2,21 4,265 1,08

50/70RTFOT 0,803 9,44 0,843 7,89 0,893 6,55

50/70PAV 0,053 48,43 0,049 47,95 0,050 47,11

50/70SBS 0,421 49,53 0,652 24,81 0,770 18,74

PmB 0,365 57,26 0,398 52,54 0,529 45,58

PmB H 0,160 85,60 0,404 58,17 0,571 53,12

50/70GG 0,137 71,37 0,316 36,93 0,412 26,52

50/70FT 0,014 88,28 0,078 71,09 0,440 25,73

50/70Amid 0,028 86,58 0,269 45,72 0,784 14,61

50/70Montan 0,055 86,98 0,499 34,36 1,253 8,41

50/70SBS/FT 0,016 86,10 0,052 73,18 0,135 50,96

5.3 Ergebnisse der entwickelten rheologischen Bindemittelprüfungen mittels DSR

5.3.1 Untersuchungsergebnisse zum Kälteverhalten (ZRV und SRV)

Die in Abschnitt 3.3.3.3 definierten Versuche zur Analyse des Kälteverhaltens bi-tumenhaltiger Bindemittel mittels DSR wurden stets als Doppelbestimmung durchge-führt. Die Ergebnisse der einzelnen Messungen, anhand derer in Abschnitt 6.1.3.1 auch die Präzision der Verfahren bewertet wird, sind den Tabelle 45 und 46 des An-hangs D zu entnehmen.

In der folgenden Tabelle 5-7 sind die Mittelwerte der definierten Auswerteparameter zusammengefasst: Dies sind im Fall des Zug-Relaxations-Versuchs die Zugspannung nach einer Relaxationszeit von 5 Minuten (σZ,5) bzw. 60 Minuten (σZ,60). Zur quantitati-ven Auswertung des Scher-Relaxations-Versuchs werden die Scherspannungen nach dem Aufbringen der vorgegebenen Deformation (τ1) und am Ende der 30-minütigen Relaxationsphase (τ30) herangezogen. Zudem wird das Materialverhalten anhand der verbleibenden Deformation (γ60) nach einer erzwungenen Deformation von 30 Minuten


Dauer und einer darauf folgenden 30-minütigen, von äußeren Einflüssen freien Ent-spannungsphase, bewertet. Tabelle 5-7: Scherspannung nach 1 Minute bzw. 30 Minuten und Deformation nach 60 Minuten

(Scher-Relaxations-Versuch), Zugspannung nach 5 Minuten bzw. 60 Minuten (Zug-Re-laxations-Versuch)

Probe τ1 τ30 γ60 σZ,5 σZ,60

kPa kPa % kPa kPa

20/30A 42,9 4,06 0,085 108,1 38,0

30/45A 27,9 1,40 0,084 98,8 22,3

50/70A 21,2 0,97 0,075 75,4 14,7

50/70B 17,0 0,79 0,079 73,2 15,4

50/70C 37,6 3,63 0,071 115,4 33,0

70/100A 9,06 0,27 0,084 53,5 9,4

50/70RTFOT 27,4 1,92 0,067 96,7 22,9

50/70PAV 46,3 4,67 0,085 144,5 49,5

50/70SBS 12,5 0,69 0,079 60,5 11,4

PmB 15,2 0,56 0,074 71,6 11,1

PmB H 13,6 0,82 0,067 91,1 16,7

50/70GG 17,6 1,19 0,071 88,9 24,1

50/70FT 35,6 3,63 0,063 126,7 44,8

50/70Amid 25,4 2,25 0,069 92,3 29,4

50/70Montan 27,8 3,26 0,063 117,6 41,4

50/70SBS/FT 38,2 3,94 0,057 128,3 50,1

5.3.2 Untersuchungsergebnisse zum Verhalten bei hohen Gebrauchstemperaturen

Zur weitergehenden Analyse des Materialverhaltens außerhalb des LVE-Bereichs wurden MSCR-Prüfungen, bzw. an die MSCR-Prüfung angelehnte Kriechversuche, je-weils mittels Platte-Kegel-Messgeometrie durchgeführt. Die so gewonnenen Messer-gebnisse sind den Tabellen 47 und 48 des Anhangs D zu entnehmen.

In Tabelle 5-8 sind die gemittelten Ergebnisse Nachgiebigkeit und Rückverformung bei Durchführung der modifizierten MSCR-Prüfung mit Platte-Kegel-Messgeometrie (MSCRPK) bzw. mit Platte-Kegel-Messgeometrie bei 90 Sekunden Entlastungsphase (MSCRPK90) aufgeführt.

78 Kapitel 5: Ergebnisdarstellung Tabelle 5-8: Nachgiebigkeit und Rückverformung der modifizierten MSCR-Prüfungen MSCRPK bzw.

MSCRPK90

Probe MSCRPK MSCRPK90

Jnr 3,2kPa R3,2kPa Jnr 3,2kPa R3,2kPa

kPa-1 % kPa-1 %

20/30A 0,611 6,8 0,602 7,4

30/45A 1,018 4,4 1,008 4,5

50/70A 2,705 0,9 2,750 1,2

50/70B 2,974 1,0 2,948 0,9

50/70C 3,461 0,5 3,436 0,5

70/100A 3,608 0,9 3,603 0,9

50/70RTFOT 0,909 6,1 0,893 6,6

50/70PAV 0,060 44,2 0,058 49,6

50/70SBS 0,786 15,7 0,657 20,9

PmB 0,740 28,8 0,654 34,2

PmB H 0,936 39,7 0,830 46,1

50/70GG * * 0,321** 37,2**

50/70FT 0,772 11,8 0,562 20,1

50/70Amid 1,323 6,4 1,080 9,9

50/70Montan 2,073 3,2 1,687 5,0

50/70SBS/FT 0,218 40,4 0,117 62,5 * Versuchsdurchführung war aufgrund der Gummipartikel und des geringen Plattenabstandes nicht

möglich ** Versuch wurde aufgrund der Gummipartikel mittel Platte-Platte-Messgeometrie (Durchmesser 25

mm, Plattenabstand 2 mm) durchgeführt.

In Tabelle 5-9 sind die Kennwerte der Amplituden-Tests zur Bestimmung der Stress-Viscosity-Faktoren zusammengefasst. Neben der komplexen Viskosität innerhalb des LVE-Bereichs sind die Grenzen des LVE-Bereichs, die Deformation und Scherspan-nung bei Unterschreitung von 70 bzw. 85 % der im LVE-Bereich gemessenen komple-xen Viskosität sowie die daraus berechneten Kennwerte SVF70 bzw. SVF85 angege-ben. Die Stress-Viscosity-Faktoren sind dabei das Produkt aus komplexer Viskosität und der Scherspannung, bei der die komplexe Viskosität auf 70 % bzw. 85 % des Aus-gangswertes zurückgegangen ist. Die Einzelwerte der Grenzen des LVE-Bereichs und der Scherspannung bei Unterschreitung von 70 bzw. 85 % der im LVE-Bereich gemes-senen komplexen Viskosität sind in den Tabellen 49 und 50 des Anhangs D zusam-mengefasst.


Tabe

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TFO

T 0,

823

88

420

24,2

19

,9

135

9,4

7,7

50/7

0 PA

V 7,

012

11

52

25,5

17

9 26

15

,5

109

50/7

0 SB

S 0,

920

38

450

29,0

26

,7

105

8,2

7,6

Pm

B 0,

746

57

350

18,3

13

,6

121

7,7

5,7

Pm

B H

0,

946

7,7

37

2,5

1,5

13

1,0

0,6

50/7

0 GG*

0,89

4 9,

2 82

5,

1 4,

6 37

2,

8 2,

5 50

/70 F

T 3,

950

0,4

2,7

0,7

2,9

1,0

0,3

1,2

50/7

0 Am

id

1,51

9 0,

4 3,

9 0,

4 0,

6 1,

2 0,

2 0,

3 50

/70 M

onta

n 1,

668

0,6

5,5

0,6

1,1

1,8

0,3

0,5

50/7

0 SB

S/FT

2,

369

0,4

4,6

0,8

1,8

1,4

0,3

0,7

* Ver

such

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el P

latte

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chm

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mm

, Pla

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mm

) dur

chge

führ

t.


In Tabelle 51 des Anhangs D sind die Einzelwerte der als Doppelbestimmung ermittel-ten komplexen Schermoduln bei der konstanten Scherspannung von 5 kPa bei 60 °C aufgelistet. Die sich hieraus ergebenden Mittelwerte der LAOS5kPa-Versuche sind Ta-belle 5-10 zu entnehmen. Tabelle 5-10: Kompl. Schermoduln bei der Scherspannung 5 kPa bei 60 °C

Probe Kompl. Schermoduln bei 5 kPa bei 60 °C

kPa

20/30A 11,3

30/45A 6,4

50/70A 3,0

50/70B 2,9

50/70C 2,8

70/100A 1,8

50/70RTFOT 7,1

50/70PAV 48,1

50/70SBS 6,3

PmB 5,8

PmB H 4,1

50/70GG* 8,1

50/70FT 6,2

50/70Amid 4,7

50/70Montan 4,1

50/70SBS/FT 7,7 * Versuch wurde aufgrund der Gummipartikel mittel Platte-Platte-Messgeometrie (Durchmesser 25

mm, Plattenabstand 2 mm) durchgeführt.

Die Lissajous-Figuren bei 1 % bzw. 1.000 % (sofern möglich, ansonsten max. Scher-spannung) Deformation der LAOSLissajous-Versuche sind einschließlich der Kennwerte Tangentenmoduln, Sekantenmoduln, Tangentenviskositäten und Sekantenviskositä-ten sowie der Indices S und T (vgl. Abschnitt 2.3.3) in Tabelle 52 des Anhangs D zu-sammengestellt. Der Tabelle 5-11 sind die genannten Kennwerte zu entnehmen.


Tabelle 5-11: Indices S und T bei 1.000 % (sofern gerätetechnisch möglich, ansonsten maximaler Scherspannung) Deformation der LAOSLissajous-Untersuchungen

Probe Index S Index T 20/30A – -0,065 30/45A – -0,057 50/70A – -0,056 50/70B – -0,057 50/70C – -0,032 70/100A – -0,073 50/70RTFOT – -0,049 50/70PAV – -0,051 50/70SBS 0,165 -0,327 PmB 0,245 -0,414 PmB H 0,415 -0,492 50/70GG* – -0,082 50/70FT – -0,079 50/70Amid – -0,108 50/70Montan – -0,093 50/70SBS/FT 0,343 -0,405 * Versuch wurde aufgrund der Gummipartikel mittel Platte-Platte-Messgeometrie (Durchmesser

25 mm, Plattenabstand 2 mm) durchgeführt.

5.4 Ergebnisse der SARA-Analyse

Die sechs frischen Straßenbaubitumen wurden nach dem Verfahren von [SEBOR et al., 1999] mittels Säulenchromatographie in ihre unterschiedlich polaren Bestandteile aufgespalten. Die so entstehende Massen-Aufteilung in die Fraktionen der Aliphaten, der Mono-, Di- und Poly-Aromaten sowie der polaren Verbindungen und Asphaltene ist der folgenden Tabelle 5-12 zu entnehmen. Tabelle 5-12: Aufteilung der mittels SARA-Analyse getrennten Fraktionen innerhalb der frischen Stra-

ßenbaubitumen

Probe Alipha-

ten

Mono- Aroma-

ten

Di-Aro-maten

Poly- Aroma-

ten

Summe der Aro-maten

Polare Verbin-dungen

Asphal-tene

M.-% M.-% M.-% M.-% M.-% M.-% M.-% 20/30A 4,7 10,8 6,2 9,4 26,3 44,8 24,1 30/45A 11,0 14,9 12,2 15,1 42,2 26,6 20,3 50/70A 6,4 12,1 12,5 20 44,6 26,8 22,2 50/70B 9,1 13,2 12,6 24,0 49,8 21,9 19,2 50/70C 10,9 11,8 12,1 20,7 44,6 28,8 15,7 70/100A 7,0 13,2 12,9 18,1 44,2 28,4 20,4

82 Kapitel 6: Auswertung

6 Auswertung

Zur praxisgerechten Charakterisierung der auf dem deutschen Markt gebräuchlichen und daher in den Regelwerken verankerten bitumenhaltigen Bindemittel werden in den Abschnitten 6.1 bzw. 6.2 zunächst die Eigenschaften bei niedrigen bzw. bei hohen Gebrauchstemperaturen eingehend analysiert. Da die genormten Untersuchungsver-fahren in den beiden genannten, für die Dauerhaftigkeit des Asphalts wesentlichen Temperaturbereichen bislang keine präzise, praxisgerechte Bindemittelansprache er-lauben, werden die in Abschnitt 3.3 beschriebenen Verfahren für eine weitergehende Bitumenanalyse herangezogen. Aufbauend auf den Erkenntnissen der Abschnitte 6.1 und 6.2 werden die Bindemittel und damit die unterschiedlichen Modifizierungen in Abschnitt 6.3 eingehend analysiert.

6.1 Rheologische Bindemitteleigenschaften bei niedrigen Gebrauchstempera-turen

Die Bitumeneigenschaften bei niedrigen Gebrauchstemperaturen werden in Ab-schnitt 6.1.1 anhand der genormten Prüfverfahren charakterisiert. Neben dem Brech-punkt nach Fraaß dienen hierzu die Biegekriechsteifigkeit S und der m-Wert, die mit-tels BBR bestimmt wurden. Entsprechend den aktuellen Regelwerken werden die BBR-Kennwerte zur Auswertung herangezogen, die nach einer Belastungsdauer von 60 Sekunden gemessen wurden.

In Abschnitt 6.1.2 werden die im Allgemeinen zur Bindemittelanalyse im höheren Tem-peraturbereich genormten Kennwerte komplexer Schermodul und Phasenwinkel der bewährten DSR-Analytik zur Charakterisierung des Kälteverhaltens erprobt.

Die Ergebnisse der Scher-Relaxations-Versuche (SRV) und der Zug-Relaxations-Ver-suche (ZRV) werden in Abschnitt 6.1.3 vor allem durch Vergleiche mit den BBR-Kenn-werten auf Plausibilität überprüft. Die Bestimmung der Präzision der Messergebnisse dient einer ersten Abschätzung der Gebrauchstauglichkeit dieser Untersuchungsver-fahren. Zudem werden die Funktionsverläufe der zeitabhängigen Scherspannungen (SRV) bzw. Zugspannungen (ZRV) durch rheologische Modelle erfasst. Die hierzu an-gewandten parallel geschalteten Maxwell-Modelle dienen zum einen als zusätzliche Plausibilitätskontrolle der Messergebnisse und erlauben zum anderen die Extrapola-tion der Messergebnisse bis zu einem nahezu vollständigen Abbau der Scher- bzw. Zugspannungen.

Zum Abschluss der Analyse der Bindemitteleigenschaften bei niedrigen Gebrauchs-temperaturen wird in Abschnitt 6.1.4 eine allgemeine Bewertung des Kälteverhaltens der untersuchten Bindemittel durchgeführt.

Kapitel 6: Auswertung 83

6.1.1 Charakterisierung der Bindemittel anhand genormter Kälteprüfungen

Die Bindemittelanalyse des Kälteverhaltens beruht im deutschen Regelwerk auf drei Temperaturen. Neben dem Brechpunkt nach Fraaß sind dies die Temperaturen, bei denen die Biegekriechsteifigkeit 300 MPa (TS=300 MPa) bzw. der m-Wert 0,300 (Tm=0,3) betragen. Zur Ermittlung der beiden letztgenannten Temperaturen wurden die Funk-tionsverläufe der temperaturabhängigen Biegekriechsteifigkeiten bzw. m-Werte aus den in Tabelle 5-2 zusammengefassten Messwerten bei -10, -16 und -25 °C berech-net. Die Bestimmtheitsmaße, die mit einer Ausnahme über 0,98 liegen (siehe Tabelle 7 des Anhangs B), zeigen eine exponentielle Abhängigkeit der Biegekriechsteifig-keit und eine lineare Abhängigkeit des m-Wertes von der Prüftemperatur.

Die drei ermittelten Temperaturen sind in Abbildung 6-1 für die untersuchten Bindemit-tel dargestellt.

Abbildung 6-1: Brechpunkt nach Fraaß, TS=300 MPa und Tm=0,3

Grenzwerte für die verschiedenen Bitumensorten werden in den [TL Bitumen-StB 07, 2013] nur an den Brechpunkt nach Fraaß gestellt. Diese Grenzwerte werden von den frischen, unmodifizierten, sowie von den gebrauchsfertigen Polymermodifizierten Bitu-men (PmB und PmB H) eingehalten. Selbst das kurzzeitgealterte Bitumen (50/70RTFOT) und sämtliche Polymer-, Gummi-, wachs- bzw. mehrfachmodifizierten Bitumen erfüllen die Anforderung an das zur Herstellung der modifizierten Bitumen verwendete Basis-bitumen 50/70A von maximal -8 °C. Diese Einhaltung der Grenzwerte ist vor dem Hin-tergrund anderer Untersuchungen wie der von [RADENBERG, et al., 2014] nicht un-erwartet. Aus der genannten Studie an 90 Straßenbaubitumen ging hervor, dass trotz großer Mess- und Produktionsschwankungen bzgl. des Brechpunktes nach Fraaß (verglichen mit den Schwankungen des Erweichungspunktes Ring und Kugel) das Kri-terium an das Kälteverhalten – der Brechpunkt nach Fraaß – sehr sicher eingehalten

-4

-7

-11

-9

-17

-18

-8

-4

-11

-18

-21

-9 -9

-11

-12

-9

-14

-17

-20 -20

-17

-21

-18

-15

-19 -18

-19

-21

-17

-18 -18 -1

7

-14

-19

-21

-21

-17

-24

-18

-11

-20 -1

8

-19

-19

-16

-18

-16

-16

-25

-20

-15

-10

-5

0

20/3

0A

30/4

5A

50/7

0A

50/7

0B

50/7

0C

70/1

00A

50/7

0RTF

OT

50/7

0PA

V

50/7

0SB

S

Pm

B

Pm

B H

50/7

0GG

50/7

0FT

50/7

0Am

id

50/7

0Mon

tan

50/7

0SB

S/FT

Tem

pera

tur [

°C]

Brechpunkt Fraaß Temperatur bei S = 300 MPa Temperatur bei m = 0,300


wird. Dies wird durch das Einstellen eines deutlich unterhalb der Maximaltemperatur liegenden Brechpunktes nach Fraaß bei der Produktion erreicht.

Die generelle Bewertung der einzelnen Proben anhand der BBR-Kennwerte entspricht im Wesentlichen jener anhand der Brechpunkte nach Fraaß:

• Mit zunehmender Härte der Straßenbaubitumen nehmen die ermittelten Tem-peraturen zu. Eine Ausnahme stellt das Bitumen 50/70C dar, dessen Kältever-halten anhand der BBR-Kennwerte auf dem Niveau des 30/45A liegt.

• Die künstliche Bindemittelalterung führt zu einer moderaten (RTFOT) bzw. star-ken (RTFOT und PAV) Erhöhung der Temperaturen, was sich am deutlichsten an der Abnahme der Relaxationsfähigkeit (Rückgang von Tm=0,3 um 10 K) zeigt.

• Die Modifizierung mit SBS bzw. mit additiviertem Gummimehl führt – im Rah-men der Präzision der Prüfverfahren – zu keiner Veränderung der Messwerte. Das Kälteverhalten der gebrauchsfertigen polymermodifizierten Proben PmB und PmB H wird jedoch auf Basis der Brechpunkte nach Fraaß deutlich besser bewertet.

• Die Wachsmodifizierungen weisen keinen charakteristischen Einfluss auf den Brechpunkt nach Fraaß auf. Die anhand der BBR-Kennwerte bestimmten Tem-peraturen steigen dagegen durch die Wachsmodifizierungen um 2 K (TS=300 MPa) bzw. 4 K (Tm=0,3) an.

Neben den genannten, in vielen Fällen übereinstimmenden Trends sind quantitativ deutliche Unterschiede in der Bewertung des Kälteverhaltens festzustellen. So sind die Brechpunkte nach Fraaß im Mittel mit -11 °C um etwa 7 K höher als die Tempera-turen TS=300 MPa und Tm=0,3. Zudem weisen die Brechpunkte nach Fraaß mit Messwerten zwischen -4 und -21 °C eine deutlich größere Spreizung auf als die BBR-Kennwerte. Im Gegensatz zu der Temperaturdifferenz der Brechpunkte nach Fraaß von 17 K be-trägt die Spreizung der Temperaturen Tm=0,3 13 K und die Spreizung der Temperaturen TS=300 MPa lediglich 7 K. Die Bindemittelsteifigkeit bei niedrigen Temperaturen weist bei der Analyse anhand der BBR-Kennwerte somit trotz der großen Bandbreite an unter-suchten Bindemittel relativ geringe Unterschiede auf.

Die exakte, quantitative Bewertung des Kälteverhaltens fällt somit anhand des Brech-punktens nach Fraaß deutlich anders aus als die Bewertung des Kälteverhaltens an-hand der BBR-Kennwerte. Die Gegenüberstellung der ermittelten Temperaturen zeigt dies mit niedrigen Bestimmtheitsmaßen zwischen Brechpunkt nach Fraaß und der durch die Biegekriechsteifigkeit (R2 = 0,23) bzw. durch den m-Wert (R2 = 0,27) defi-nierten Temperatur (Abbildung 6-2). Hierbei bewirkt vor allem die Einbeziehung unter-schiedlicher Bitumenarten (unmodifizierte, Polymer-, Gummi oder wachsmodifizierte Bitumen) die deutlich unterschiedliche Bewertung.


Aufgrund der im Vergleich zu den Brechpunkten nach Fraaß systematisch niedrigeren Temperaturen TS=300 MPa und Tm=0,3 und der im Detail deutlich unterschiedlichen Bewer-tung des Kälteverhaltens anhand dieser Kennwerte gilt es festzustellen: Eine Über-tragung der nach den [TL Bitumen-StB 07, 2013] einzuhaltenden Brechpunkte nach Fraaß auf die Temperaturen TS=300 MPa und Tm=0,3 führt zu keinen sinnvollen Grenzwerten. Grenzwerte zur Qualitätsbeschreibung der Bindemittel anhand der BBR-Kennwerte wären zwingend neu zu definieren.

Abbildung 6-2: Zusammenhang zwischen Brechpunkt nach Fraaß und TS=300 MPa bzw. Tm=0,3

Zudem verdeutlichen die unterschiedlichen Temperaturen der Brechpunkte nach Fraaß bzw. der BBR-Kennwerte TS=300 MPa und Tm=0,3 die in Abschnitt 2.5.1 beschriebe-nen Pro-bleme bei der Analyse des Kälteverhaltens. Da einige Bindemittel signifikant unterschiedlich bewertet werden, können offensichtlich nicht beide Prüfverfahren das Kälteverhalten korrekt beschreiben.

Vertrauen in die Aussagekraft des Brechpunkts nach Fraaß besteht aufgrund der lang-jährigen Erfahrung und der größeren Spreizung der Messergebnisse. Jedoch ist die Vergleichspräzision des Brechpunkts nach Fraaß gering und die Aussagekraft des Brechpunkts nach Fraaß wird bei den Poly- und den wachsmodifizierten Bitumen an-gezweifelt (vgl. Abschnitt 2.5.1).

Die BBR-Kennwerte liefern trotz der Kritik vor allem bzgl. der Analyse des Relaxati-onsverhaltens Polymermodifizierter Bitumen (vgl. Abschnitt 2.5.1) für alle Proben plau-sible Ergebnisse, die sich bei allen drei Messtemperaturen bestätigen. Zudem handelt es sich bei den BBR-Kennwerten im Gegensatz zu dem Brechpunkt nach Fraaß um exakt physikalisch definierte Größen, die die Steifigkeit bzw. deren Abbau im Kalttem-peraturbereich quantifizieren. Daher dienen die Biegekriechsteifigkeit S und der

R² = 0,23

R² = 0,27-25

-20

-15

-10

-5

0-25 -20 -15 -10 -5 0

Tem

pera

tur b

ei S

= 3

00 M

Pa b

zw.

Tem

pera

tur b

ei m

= 0

,300

[°C

]

Brechpunkt nach Fraaß [°C]

Biegekriechsteifigkeit der untersuchten Bindemittelm-Wert der untersuchten Bindemittel


m-Wert in den folgenden Abschnitten als Referenzwerte bei der Analyse der wei-teren, im Rahmen dieser Arbeit entwickelten Prüfverfahren zur Ansprache des Kälteverhaltens.

Abbildung 6-3: Zusammenhang zwischen den Temperaturen TS=300 MPa und Tm=0,3

Die Gegenüberstellung der anhand der Biegekriechsteifigkeit bzw. dem m-Wert defi-nierten Temperaturen TS=300 MPa und Tm=0,3 in Abbildung 6-3 weist ein Bestimmtheits-maß von 0,75 auf. Mit Ausnahme des 70/100A sind die beiden Temperaturen TS=300 MPa

und Tm=0,3 bei den frischen, unmodifizierten Bitumen und den Polymermodifizierten Bi-tumen nahezu identisch. Das Gummimodifizierte 50/70GG und die wachsmodifizierten Bitumen mit Ausnahme des 50/70Amid zeigen dagegen für die jeweilige Steifigkeit ein geringeres Relaxationsvermögen. Nach [MARASTEANU, BASU, 2004] sind diese Bin-demittel somit vor allem bei langanhaltenden Kälteperioden als rissempfindlich zu be-werten (vgl. Abschnitt 2.5.1). Besonders deutlich zeigt sich der bezogen auf die Bin-demittelsteifigkeit langsamere Abbau der Bindemittelsteifigkeit bei der kurz- und lang-zeitgealterten Probe 50/70PAV mit Temperaturen von -11 °C (Tm=0,3) und -15 °C (TS=300 MPa). Eine Allgemeingültigkeit kann aus dieser Feststellung jedoch nicht abge-leitet werden, da im Rahmen dieser Arbeit lediglich eine derart gealterte Probe unter-sucht wurde.

6.1.2 Analyse des Kälteverhaltens anhand der komplexen Schermoduln und Phasen-winkel

Zwischen der mittels BBR bei einer Prüftemperatur von -10 °C gemessenen Biege-kriechsteifigkeit S und der mittels DSR bei derselben Temperatur gemessenen Steifig-keit, dem komplexen Schermodul G*, besteht ein direkter Zusammenhang (Abbildung 6-4). Die Bestimmtheitsmaße betragen 0,74 zwischen Biegekriechsteifigkeit und dem

R² = 0,75

-26

-24

-22

-20

-18

-16

-14

-12

-10-26 -24 -22 -20 -18 -16 -14 -12 -10

Tem

pera

tur b

ei m

= 0

,300

[°C

]

Temperatur bei S = 300 MPa [°C]

Unmodifizierte Bitumen50/70 RTFOT50/70 PAVPolymermodifizierte Bitumen50/70 GGWachsmodifizierte Bitumen50/70 SBS/FT


komplexen Schermodul bei einer Prüffrequenz von 1,59 Hz bzw. 0,79 zwischen Bie-gekriechsteifigkeit und dem komplexen Schermodul bei einer Prüffrequenz von 0,1 Hz. Dabei steigt die Biegekriechsteifigkeit mit zunehmender Bindemittelhärte stärker an als die komplexen Schermoduln. Möglicherweise führt die Nachgiebigkeit der Messgeo-metrie des DSR (die [DIN EN 14770, 2012] geben für die eingesetzte Messgeometrie eine maximale Bindemittelsteifigkeit von 10 MPa vor) bei zunehmender Bindemittel-härte zu einer Verfälschung der Messergebnisse. Bei sehr harten Bindemittelproben kann die Deformation der Messgeometrie einen signifikanten Anteil an der Gesamtde-formation ausmachen, die dann aus der Deformation der Bindemittelprobe und der Messgeometrie besteht. Durch die so gemessenen zu großen Deformationen ist das Messergebnis komplexer Schermodul zu niedrig (vgl. Abschnitt 2.3.4). Die geschil-derte Messproblematikt erklärt auch das höhere Bestimmtheitsmaß zwischen Biege-kriechsteifigkeit und komplexem Schermodul bei 0,1 Hz, da der viskose Charakter der Bindemittel selbst bei der Temperatur von -10 °C zu signifikant größeren Deformatio-nen und folglich geringeren komplexen Schermoduln mit abnehmender Frequenz führt.

Abbildung 6-4: Zusammenhang zwischen der Biegekriechsteifigkeit und dem komplexen Schermodul

bei einer Belastungsfrequenz von 0,1 bzw. 1,59 Hz, jeweils bei -10 °C

Das Bestimmtheitsmaß zwischen der Biegekriechsteifigkeit und dem komplexen Schermodul bei 0,1 Hz fällt bei der Betrachtung der unmodifizierten Bitumen mit 0,89 noch deutlich höher aus.

Bei einer tendenziellen Unterschätzung des komplexen Schermoduls harter Bindemit-tel kann die Kältesteifigkeit zumindest bis zu einer Temperatur von -10 °C mit einem

R² = 0,79

R² = 0,74

0

50

100

150

200

250

300

0 50 100 150 200 250 300

Kom

pl. S

cher

mod

ul b

ei -1

0 °C

[MPa

]

Biegekriechsteifigkeit bei -10 °C [MPa]

Kompl. Schermodul der untersuchten Bindemittel bei 0,1 HzKompl. Schermodul der untersuchten Bindemittel bei 1,59 Hz


DSR des aktuellen Stands der Technik recht präzise bestimmt werden. Bei zunehmen-der Bitumenhärte wächst jedoch der Einfluss der Messgeometrie und damit der Fehler der Messung.

Im Gegensatz zu den Zusammenhängen zwischen den mittels BBR und DSR gemes-senen Steifigkeiten zeigen die Kennwerte m-Wert und Phasenwinkel bei der Messtem-peratur von -10 °C eine deutlich geringere Korrelation (Abbildung 6-5). Unter Einbe-ziehung aller untersuchten Proben beträgt das Bestimmtheitsmaß zwischen m-Wert und dem bei einer Prüffrequenz von 1,59 Hz gemessenen Phasenwinkel 0,56 bzw. zwischen m-Wert und dem bei 0,1 Hz gemessenen Phasenwinkel 0,69.

Abbildung 6-5: Zusammenhang zwischen dem m-Wert und dem Phasenwinkel bei einer Belastungs-

frequenz von 0,1 bzw. 1,59 Hz, jeweils bei -10 °C

Werden dagegen ausschließlich die unmodifizierten Bitumen betrachtet, ist mit einem Bestimmtheitsmaß von 0,87 vor allem zwischen m-Wert und dem Phasenwinkel bei 0,1 Hz ein deutlich stärkerer Zusammenhang festzustellen. Diese gute Korrelation ist jedoch unmittelbar auf die zuvor dargestellte Korrelation zwischen den Steifigkei-ten – der mittels BBR gemessenen Biegekriechsteifigkeit und dem mittels DSR ge-messenen komplexen Schermodul – zurückzuführen. Wie in Abbildung 6-3 gezeigt, nimmt auf der einen Seite der m-Wert unmodifizierter Bitumen etwa proportional zur Steifigkeitszunahme ab. Auf der anderen Seite sind die Kennwerte komplexer Scher-modul und Phasenwinkel unmodifizierter Bitumen miteinander verknüpft. Beispiels-weise in [RADENBERG, et al., 2014] wurde für 90 Straßenbaubitumen nachgewiesen, dass bei -10 °C ein direkter Zusammenhang zwischen der Zunahme der komplexen Schermoduln und der Abnahme der Phasenwinkel besteht.

R² = 0,69

R² = 0,56

0

5

10

15

20

25

30

35

40

0,000 0,100 0,200 0,300 0,400 0,500 0,600

Phas

enw

inke

l bei

-10

°C [°

]

m-Wert bei -10 °C [-]

Kompl. Schermodul der untersuchten Bindemittel bei 0,1 HzKompl. Schermodul der untersuchten Bindemittel bei 1,59 Hz


Im Gegensatz zu den rheologisch stets ähnlichen, in erster Linie nur unterschiedlich harten unmodifizierten Bitumen bewirken die Modifizierungen bis in den Tieftempera-turbereich eine generelle Veränderung des rheologischen Verhaltens. Das durch den m-Wert quantifizierte Relaxationsverhalten hängt hierdurch nicht mehr direkt von der Bindemittelsteifigkeit ab (siehe Abbildung 6-3). Das gleiche gilt für den viskosen Ver-formungsanteil, also den Phasenwinkel. Dadurch ist bei modifizierten Bitumen die Ge-genüberstellung von m-Wert und Phasenwinkel im Gegensatz zu den unmodifizierten Bitumen keine indirekte Gegenüberstellung der Steifigkeiten, sondern der tatsächliche Vergleich zwischen dem Relaxationsverhalten und dem viskosen Verformungsanteil. Hierzu ist festzustellen, dass ein höherer viskoser Verformungsanteil den Abbau der Spannungen zwar begünstigt. Neben dem viskosen Verformungsanteil beeinflussen jedoch offensichtlich weitere Faktoren das Relaxationsverhalten maßgeblich.

Während der komplexe Schermodul – aufgrund des viskosen Bindemittelverhal-tens zur Verbesserung der Präzision bei einer Prüffrequenz von 0,1 Hz gemes-sen – zumindest bis zu einer mittleren Bindemittelsteifigkeit ein guter, mit der Biegekriechsteifigkeit korrelierender Kennwert für die Kältesteifigkeit ist, ist der Phasenwinkel zur Quantifizierung des Relaxationsverhaltens nicht geeignet. Da-her werden in dem kommenden Abschnitt 6.1.3 die Ergebnisse der entwickelten Scher- bzw. Zug-Relaxations-Versuche vor allem bezüglich der Möglichkeit zur Be-stimmung des Relaxationsverhaltens ausgewertet.

6.1.3 Analyse des Kälteverhaltens mittels Scher-Relaxations-Versuch (SRV) und Zug-Relaxations-Versuch (ZRV)

Die Scher- bzw. Zug-Relaxations-Versuche werden zunächst bezüglich der Abwei-chungen der durchgeführten Doppelbestimmungen analysiert. Zumindest für den ein-fachsten Fall der Versuchsdurchführung mit dem gleichen Gerät von dem stets glei-chen Bearbeiter kann so darauf geschlossen werden, inwieweit die Versuche einheit-liche und damit für die untersuchten Proben repräsentative Werte liefern können. Der Vergleich der Kennwerte der SRV bzw. ZRV mit den BBR-Kennwerten Biege-kriechsteifigkeit und vor allem m-Wert in Abschnitt 6.1.3.2 dient zur Beantwortung der Frage, ob die ermittelten Ergebnisse die Bindemitteleigenschaften grundlegend realis-tisch wiedergeben. Die Erfassung der zeitabhängigen Spannungsentwicklung mittels rheologischer Modelle in Abschnitt 6.1.3.3 dient der Extrapolation des Relaxationsver-haltens und damit zu einer weiteren Plausibilitätskontrolle und zur Schaffung von Kennwerten über die zeitliche Entwicklung bis zum nahezu vollständigen Spannungs-abbau.


6.1.3.1 Präzision der durchgeführten Kälteversuche SRV und ZRV

Anhand von Doppelbestimmungen, die jeweils mit dem gleichen DSR von dem glei-chen Bearbeiter durchgeführt wurden, erfolgen erste Betrachtungen zur Präzision der Messergebnisse; in Tabelle 6-1 zunächst für den SRV. Neben den arithmetischen Mit-teln der Scherspannungen nach der Deformationsphase τ1 und der Relaxationsphase τ30 wurden für die beiden Kennwerte jeweils die minimale und die maximale Abwei-chung der Doppelbestimmungen, die daraus berechnete mittlere Abweichung und der Median der Abweichungen bestimmt.

Bei einer durchschnittlichen Scherspannung τ1 von 25,95 kPa beträgt die mittlere Ab-weichung der durchgeführten Doppelbestimmungen 2,12 kPa, was einer prozentualen Abweichung von 8,2 % entspricht. Die größte Abweichung wurde bei der Probe 50/70SBS/FT mit 5,80 kPa (15,2 %) gemessen.

Die mittlere Abweichung von 0,29 kPa am Ende der Relaxationsphase ist mit 13,6 % bezogen auf die durchschnittliche Scherspannung τ30 von 2,14 kPa prozentual höher. Mit maximal 0,90 kPa, was einer prozentualen Abweichung von 22,8 % entspricht, wurde bei der Probe 50/70SBS/FT die größte Abweichung gemessen. Aufgrund der re-lativ geringen Scherspannungen am Ende der Relaxationsphase entsprechen relativ geringe absolute Unterschiede der Messergebnisse großen prozentualen Abweichun-gen. Durch höhere aufgebrachte Scherspannungen und/oder geringere Relaxations-dauern könnten geringere prozentuale Abweichungen bestimmt werden. Dies hätte jedoch im ersten Fall einen größeren Einfluss der Nachgiebigkeit der Messgeometrie und ggf. Strukturveränderungen in der Messprobe und im zweiten Fall eine weniger ausgeprägte Ansprache des Relaxationsverhaltens zur Folge (vgl. Kapitel 7). Tabelle 6-1: Angaben zur Präzision des SRV τ1 τ30 Mittelwert der Scherspannung

kPa

25,95 2,14 Minimale Abweichung 0,05 0,00 Maximale Abweichung 5,80 0,90 Mittlere Abweichung 2,12 (= 8,2 %) 0,29 (= 13,6 %) Median der Abweichung 1,39 0,15

Analog zu den vorangegangenen Ausführungen wird die Präzision der ZRV anhand von Doppelbestimmungen bewertet. Die durchschnittlichen Abweichungen von 7,0 % nach 5 Minuten Relaxationsdauer bzw. 8,9 % nach 60 Minuten Relaxationsdauer sind geringer als die Abweichungen des SRV am Ende der Relaxationsphase (Tabelle 6 2).

Die Präzision und die weitestgehend konstanten Spannungsverläufe (vgl. Tabelle 45 des Anhangs D bzw. Abschnitt 6.1.3.3) deuten darauf hin, dass bei dem ZRV ein kon-


tinuierlicher Spannungsabbau gemessen wird. Würde ein mögliches lokales Adhäsi-onsversagen die Untersuchungsergebnisse signifikant beeinflussen, wären stärker ab-weichende Untersuchungsergebnisse und weniger kontinuierlich verlaufende Span-nungs-Zeit-Funktionen in der Relaxationsphase zu erwarten. Tabelle 6-2: Angaben zur Präzision des ZRV σZ,5 σZ,60 Mittelwert der Zugspannung

kPa

101,2 29,2 Minimale Abweichung 0,2 0,2 Maximale Abweichung 14,8 8,6 Mittlere Abweichung 7,1 (= 7,0 %) 2,6 (= 8,9 %) Median der Abweichung 5,3 1,6

Sowohl bei dem SRV als auch bei dem ZRV zeigen die verglichen mit den Mittelwerten relativ geringen Mediane, dass die Mehrheit der Doppelbestimmungen nur geringe Ab-weichungen aufweisen, während bei wenigen Proben deutlichere Abweichungen fest-zustellen waren. Die großen Abweichungen sind hauptsächlich bei den härteren und zudem modifizierten Bindemitteln aufgetreten.

Abweichungen, die zu einer charakteristisch anderen Bewertung der Bindemittel füh-ren würden, wurden nicht festgestellt. Dies gilt jedoch bislang nur für die beschriebe-nen Versuchsbedingungen: Doppelbestimmungen, die jeweils mit demselben DSR von demselben Bearbeiter durchgeführt wurden.

6.1.3.2 Beurteilung von Kältesteifigkeit und Relaxationsverhalten mittels SRV und ZRV

Steifigkeitsverhalten:

In der Belastungsphase wird zu Versuchsbeginn des SRV eine konstante, tordierende Deformation auf den zylindrischen Probekörper aufgebracht. Die bei vorgegebener Deformation gemessene Scherspannung τ1 am Ende der Belastungsphase gibt den Verformungswiderstand der Probe an und stellt somit ein Maß für deren Kältesteifigkeit dar. Die mittels SRV bestimmte Kältesteifigkeit zeigt einen eindeutigen Zusammen-hang zu der mittels BBR gemessenen Biegekriechsteifigkeit bei derselben Temperatur von -10 °C (Abbildung 6-6). Mit einem Bestimmtheitsmaß von 0,79 besteht folgender mathematischer Zusammenhang zwischen den BBR- und den DSR-Kennwertem der Kältesteifigkeit:

S = 3,05 + τ1 ∙ 29,6 (Gleichung 6.1)

mit: S Biegekriechsteifigkeit bei -10 °C [MPa] τ1 Scherspannung nach einer Minute bei -10 °C [kPa]


Bei einem Ausschluss der Polymermodifizierten Bitumen (50/70SBS, PmB und PmB H) aus der Gegenüberstellung der mittels SRV bzw. BBR bestimmten Kältesteifigkeiten ist mit einem Bestimmtheitsmaß von 0,91 ein sehr guter Zusammenhang festzustellen. Während die Kältesteifigkeit der 13 unmodifizierten, wachs- bzw. Gummimodifizierten Bitumen mit den beiden Messverfahren also nahezu identisch bewertet wird, fällt die Bewertung des Kälteverhaltens der drei Polymermodifizierten Bitumen anhand des SRV besser aus. Die Scherspannungen τ1 der Polymermodifizierten Bitumen liegen mit 12,5 bis 15,2 kPa zwischen den gemessenen Scherspannungen der unmodifizier-ten 50/70 und 70/100, während die Biegekriechsteifigkeiten mit 85,4 bis 100,0 MPa bereits höher sind als jene der Proben 50/70A und 50/70B. Da der Literatur Hinweise auf eine zu schlechte Bewertung der Polymermodifizierten Bitumen anhand der BBR-Kennwerte zu entnehmen sind (vgl. Abschnitt 2.5.1), stellen die zuvor beschriebenen Unterschiede keinen Hinweis auf einen mangelhaften Praxisbezug der Scherspan-nung τ1 als Kennwert für die Kältesteifigkeit dar. Auf der Basis der durchgeführten Untersuchungen stellt der definierte Wert τ1 somit einen plausiblen Kennwert zur Quantifizierung der Kältesteifigkeit dar.

Abbildung 6-6: Zusammenhang zwischen der Biegekriechsteifigkeit und der Scherspannung nach ei-

ner Minute (SRV), jeweils bei -10 °C

Relaxationsverhalten:

Zur Analyse des Relaxationsverhaltens mittels SRV wird der Abbau der Scherspan-nungen während der Beibehaltung der aufgebrachten Deformation betrachtet. Durch den prozentualen Anteil der verbleibenden Scherspannung nach 30 Minuten in der deformierten Position τ30 an der Scherspannung τ1 unmittelbar nach der Deformation ist durch den Kennwert RELSRV ein Maß für die Relaxation gegeben:

R² = 0,79

0

5

10

15

20

25

30

35

40

45

50

0 50 100 150 200 250

Sche

rspa

nnun

g na

ch 1

Min

.

be

i -10

°C

[kPa

]

Biegekriechsteifigkeit bei -10 °C [MPa]



RELSRV = τ30τ1

∙ 100 (Gleichung 6.2)

mit: RELSRV Relaxations-Kennwert des SRV [%] τ1 Scherspannung nach einer Minute bei -10 °C [kPa] τ30 Scherspannung nach 30 Minuten bei -10 °C [kPa]

Zwischen dem Spannungsabbau im SRV und dem m-Wert, der das Relaxationsver-mögen der mittels BBR durchgeführten Untersuchungen definiert, liegt mit einem Be-stimmtheitsmaß von 0,79 ein deutlicher Zusammenhang vor (Abbildung 6-7). Der ma-thematische Zusammenhang zwischen den Relaxationsgrößen wird durch die fol-gende Gleichung erfasst:

m = 27,1 - RELSEV ∙ 48,8 (Gleichung 6.3)

mit: m m-Wert bei -10 °C [-] RELSRV Relaxations-Kennwert des SRV [%]

Ursächlich für die negative Steigung der Trendlinie ist die Tatsache, dass eine bessere Relaxation – also ein schnellerer Spannungsabbau – durch einen höheren m-Wert bzw. durch eine geringere verbleibende Scherspannung – also einen niedrigeren Wert RELSEV – quantifiziert wird.

Abbildung 6-7: Zusammenhang zwischen dem m-Wert und der Relaxations-Kennwert RELSRV in 30

Minuten (SRV), jeweils bei -10 °C

Bei den Zug-Relaxations-Versuchen wurden in der Zugphase Dehnungen von 0,4 bis 1,5 % in den Bindemittelproben erzeugt (siehe Tabelle 6-7 bzw. Tabelle 54 des An-hangs E). Die Querschnittsänderung kann somit als vernachlässigbar klein und folglich nicht relevant für die Untersuchungsergebnisse bewertet werden.

R² = 0,79

0,0

2,0

4,0

6,0

8,0

10,0

12,0

14,0

0,000 0,100 0,200 0,300 0,400 0,500 0,600

Rel

axat

ions

-Ken

nwer

t RE

L SR

Vna

ch 3

0 M

in. b

ei -1

0 °C

[%]

m-Wert bei -10 °C [MPa]



Sowohl nach 5 als auch nach 60 Minuten Relaxationszeit besteht mit Bestimmtheits-maßen von 0,81 (m-Wert zu σZ,5) bzw. 0,79 (m-Wert zu σZ,60) ein deutlicher Zusam-menhang zwischen den Spannungen im ZRV und den m-Werten (Abbildung 6-8). Ma-thematisch lassen sich diese Zusammenhänge nach den folgenden Gleichungen er-fassen:

m = 275 - σ5 ∙ 445 (Gleichung 6.4)

m = 122 - σ60 ∙ 236 (Gleichung 6.5)

mit: m m-Wert bei -10 °C [-] σ5 Zugspannung nach 5 Minuten bei -10 °C [kPa] σ60 Zugspannung nach 60 Minuten bei -10 °C [kPa]

Die negative Steigung der Trendlinien ist wie zuvor mit der Zunahme des m-Werts und der Abnahme der verbleibenden Zugspannung bei Verbesserung des Relaxationsver-haltens zu begründen.

Die Untersuchungsergebnisse mittels SRV und ZRV zum Relaxationsverhalten der Bindemittel lassen sich wie folgt zusammenfassen:

• Die drei Kennwerte RELSRV, σZ,5 und σZ,60 weisen große Spreizungen bei den untersuchten Bindemitteln auf. Durch die Messergebnisse ist somit eine deutli-che Unterscheidung der Bindemittel gegeben.

• Bei den unmodifizierten Bitumen ist die Bewertung des Relaxationsverhaltens durch die Kennwerte RELSRV, σZ,5 und σZ,60 nahezu identisch mit der Bewertung anhand des m-Wertes. Die Bestimmtheitsmaße zwischen den DSR-Kennwer-ten und den m-Werten betragen 0,94 bis 0,96.

• Im Vergleich zu den m-Werten werden die Polymermodifizierten Bitumen auf Basis des SRV (nur PmB und PmB H) und des ZRV (alle Polymermodifizierten Bitumen) besser bewertet. Der gemessene Abbau der Scher- bzw. Zugspan-nungen tritt im Vergleich zu den übrigen Proben relativ schnell ein, sodass den Polymermodifizierten Bitumen ein besseres Relaxationsvermögen zugerechnet werden kann.

• Die bessere Bewertung anhand der DSR-Kennwerte trifft ebenfalls auf das Gummimodifizierte Bitumen 50/70GG zu.

• Die wachsmodifizierten Bitumen werden auf Basis des Relaxationskennwertes RELSRV im Vergleich zu dem m-Wert vergleichsweise schlecht bewertet. Der Spannungsabbau dieser Proben im SRV ist relativ langsam.

• Die tendenziell schlechtere Bewertung des Relaxationsverhaltens wachsmodi-fizierter Bitumen anhand des RELSRV ist bei den Zugversuchen des ZRV weni-


ger deutlich festzustellen. Erst nach 60 Minuten Relaxationszeit ist bei den Pro-ben 50/70Montan und 50/70FT ein – verglichen mit den m-Werten – langsamerer Spannungsabbau festzustellen.

Abbildung 6-8: Zusammenhang zwischen dem m-Wert und der Zugspannung nach 5 Minuten (oben)

bzw. 60 Minuten (unten), jeweils bei -10 °C

Beide im Rahmen dieser Arbeit entwickelten Verfahren zur Charakterisierung des Käl-teverhaltens mittels DSR zeigen vor allem bei den unmodifizierten Bitumen eine sehr gute Übereinstimmung zu den BBR-Kennwerten. Diese generell gleiche Bewertung rheologisch einfach anzusprechender Bitumen zeigt, dass die ermittelten Grö-ßen RELSRV, σZ,5 und σZ,60 plausible Kennwerte zur Quantifizierung des Relaxati-onsverhaltens darstellen.

Die Bestimmtheitsmaßen von 0,79 bis 0,81 bei einer Betrachtung aller untersuchten Proben zeigen jedoch, dass das Relaxationsverhalten modifizierter Bitumen mittels

R² = 0,81

0

20

40

60

80

100

120

140

160

0,000 0,100 0,200 0,300 0,400 0,500 0,600Zugs

pann

ung

nach

5 M

in. b

ei -1

0 °C

[kP

a]



R² = 0,79

0

10

20

30

40

50

60

0,000 0,100 0,200 0,300 0,400 0,500 0,600Zugs

pann

ung

nach

60

Min

. bei

-10

°C [k

Pa]




BBR und DSR im Detail signifikant unterschiedlich bewertet wird. Die Plausibilität und damit der Praxisbezug der unterschiedlichen Bewertung der Modifizierungen kann im Rahmen dieser Arbeit nicht abschließend bewertet werden. Zumindest bezüglich der Polymermodifizierten Bitumen entspricht die bessere Bewertung des Relaxationsver-haltens anhand des SRV und ZRV den Praxiserfahrungen mit derartigen Bindemitteln (vgl. Abschnitt 2.5.1). Folglich sprechen die ermittelten Kennwerte RELSRV, σZ,5 und σZ,60 das Relaxationsverhalten des Asphalt in situ möglicherweise besser an als die m-Werte.

6.1.3.3 Erfassung des Spannungsabbaus der SRV und ZRV durch rheologische Mo-delle

Bei dem SRV bzw. dem ZRV handelt es sich um Relaxationsversuche, bei denen der Abbau einer zu Versuchsbeginn aufgebrachten Spannung unter Beibehaltung der ver-ursachten Deformation des viskoelastischen Bindemittels erfasst wird. Ein solcher Vor-gang kann mit dem Maxwell-Modell rheologisch erfasst werden. Bei dem Maxwell-Mo-dell sind ein Newtonscher Dämpfer und eine Feder in Reihe geschaltet (vgl. Ab-schnitt 2.3.1). Hierdurch wird das Prüfmedium nach dem Aufbringen der Deformation bei Beibehaltung dieser in der Relaxationsphase durch die Rückstellungskraft der Fe-der intern „belastet“. Dieser Rückstellungskraft wirkt der Dämpferwiderstand entgegen. Zu Beginn der Relaxation verursacht die große Auslenkung der Feder und die damit verbundene starke Rückstellungskraft eine schnelle Rückverformung der Feder und damit einen schnellen Spannungsabbau. Der konstante Dämpferwiderstand bewirkt in der Folge aufgrund der abnehmenden Federspannung eine Abnahme der Relaxati-onsgeschwindigkeit. Je näher die Feder dem spannungsfreien Ruhezustand kommt, desto geringer ist die Kraft in der Feder und desto langsamer läuft die Relaxation ab.

MAXWELL stellte zur Erfassung des geschilderten Relaxationsprozesses viskoelasti-scher Substanzen mit den beiden in Reihe geschalteten Elementen Feder und Dämp-fer die folgende Differenzialgleichung auf:

γ̇ = τη+ τ̇

G (für Scherspannungen) (Gleichung 6.6)

ε̇ = ση

+ σ̇E

(für Zugspannungen) (Gleichung 6.7)

mit: γ̇ bzw. ε̇ Scher- bzw. Zuggeschwindigkeit [s-1] τ bzw. σ Scher- bzw. Zugspannung [kPa] η Dämpferkonstante [kPa s] E bzw. G Federkonstante [kPa]

Die Differenzialgleichung nach MAXWELL beruht auf den Annahmen, dass die Ge-samtdeformation der Summe der Einzeldeformationen entspricht und dass auf beide


Elemente stets dieselbe Spannung wirkt (vgl. vorstehende Beschreibung des Relaxa-tionsprozesses).

Die Relaxationszeit λ, die aus dem Quotienten der Dämpferkonstanten und der Feder-konstanten berechnet wird, dient im Maxwell-Modell durch die Verbindung der beiden Elemente der Steuerung des zeitabhängigen Relaxationsverhaltens.

λ = ηG

(für Scherspannungen) (Gleichung 6.8)

λ = ηE


Bei langsamen Relaxationsprozessen ist die Dämpferkonstante gegenüber der Feder-konstante dominant, was sich in einer langen Relaxationszeit ausdrückt – und umge-kehrt. Mit Hilfe der Relaxationszeit kann die Differenzialgleichung nach MAXWELL wie folgt ausgedrückt werden:

γ̇ = τη

+ λ ∙ τ̇η

(für Scherspannungen) (Gleichung 6.10)

ε̇ = ση

+ λ ∙ σ̇η


Zur Berechnung der zeitabhängigen Scher- bzw. Zugspannungen ist die vorstehende Gleichung nach MAXWELL wie folgt zu lösen [MEZGER, 2010]:

τt = γ ∙ G ∙ e-tλ (für Scherspannungen) (Gleichung 6.12)

σt = ε ∙ E ∙ e-tλ (für Zugspannungen) (Gleichung 6.13)

Einfache Maxwell-Modelle, wie das zuvor beschriebene, reichen bei vielen Substan-zen nicht aus, um das komplexe Relaxationsverhalten präzise zu beschreiben. Erst durch die Parallelschaltung mehrerer Maxwell-Modelle sind die verschiedenen Ein-flüsse zu erfassen, die bei rheologisch komplexen Substanzen wie bitumenhaltigen Bindemitteln das Relaxationsverhalten beeinflussen. Vor der Relaxationsphase wer-den die parallel geschalteten Maxwell-Elemente gleichermaßen deformiert, und diese Deformation wird bei allen Elementen während der Relaxationsphase konstant gehal-ten. Entsprechend der Dämpfer- und Federkonstanten und damit der Relaxationszei-ten der parallel geschalteten Elemente tritt ein zeitlich abweichender und unterschied-lich starker Spannungsabbau in den einzelnen Elementen ein. Die einzelnen Maxwell-Elemente und somit auch das gesamte Element nähern sich während der Relaxation asymptotisch einem spannungsfreien Endzustand an.

Die Erweiterung auf mehrere parallel geschaltete Maxwell-Elemente wird durch die fol-genden Gleichungen erfasst:

τt = ∑ �γ ∙ Gi ∙ e-tλi�n

i=1 (für Scherspannungen, bei n Elementen) (Gleichung 6.14)


σt = ∑ �ε ∙ Ei ∙ e-tλi�n

i=1 (für Zugspannungen, bei n Elementen) (Gleichung 6.15)

Zur Erfassung der Messergebnisse der Scher- bzw. Zug-Relaxations-Versuche durch rheologische Modelle wurden diese an ein einfaches Maxwell-Modell sowie an zwei, drei und vier Parallel geschaltete Maxwell-Modelle angepasst. Hierbei wurden die Fe-der- und Dämpferkonstanten bzw. die Relaxationszeiten optimiert, indem die Summe der Fehlerquadrate zwischen den in Abständen von jeweils einer Minute gemessenen und den für diese Zeiten berechneten Spannungen minimiert wurden. In den folgenden Tabellen 6.3 und 6.4 sind die ermittelten Fehlerquadrate und dazu die durchschnittli-chen Abweichungen der berechneten von den gemessenen Ergebnissen für die 16 Varianten sowie die Mittelwerte aller Varianten zusammengefasst. Tabelle 6-3: Summe der Fehlerquadrate und durchschnittliche Abweichung bei der Anpassung der

Maxwell-Modelle an die Messergebnisse (SRV)

Probe

1 M

axw

ell-

Mod

ell

2 M

axw

ell-

Mod

elle

3 M

axw

ell-

Mod

elle

4 M

axw

ell-

Mod

elle

1 M

axw

ell-

Mod

ell

2 M

axw

ell-

Mod

elle

3 M

axw

ell-

Mod

elle

4 M

axw

ell-

Mod

elle

Summe d. Fehlerquadrate [kN2] Durchschn. Abweichung [%]

20/30A 463 9,86 0,12 0,12 41,4 6,6 0,8 0,8

30/45A 123 3,66 0,08 0,08 72,8 9,5 1,4 1,4

50/70A 70,1 2,02 0,03 0,03 68,5 11,2 1,4 1,3

50/70B 51,8 1,27 0,01 0,01 79,0 11,1 1,3 1,3

50/70C 333 68,9 0,77 0,11 38,2 18,4 2,0 0,8

70/100A 9,21 0,34 0,01 0,01 88,4 18,4 2,0 2,0

50/70RTFOT 146 3,45 0,14 0,14 54,6 8,2 1,2 1,2

50/70PAV 448 20,9 0,91 0,83 37,6 8,6 1,3 1,3

50/70SBS 32,7 0,69 0,07 0,07 71,7 12,0 2,9 2,9

PmB 37,7 0,97 0,03 0,03 78,9 10,1 2,2 2,2

PmB H 37,2 0,85 0,01 0,01 66,1 8,9 0,9 0,9

50/70GG 76,0 1,61 0,02 0,01 59,0 8,3 0,9 0,3

50/70FT 281 6,55 0,06 0,06 31,7 6,4 0,5 0,5

50/70Amid 159 3,85 0,06 0,06 46,7 7,1 0,9 0,9

50/70Montan 194 4,22 0,05 0,05 31,7 5,7 0,6 0,6

50/70SBS/FT 327 5,23 0,26 0,26 33,0 5,3 0,8 0,8

Mittelwert 174 8,4 0,16 0,12 56,2 9,7 1,3 1,2


Die Ergebnisse der Tabellen 6.3 und 6.4 zeigen für den SRV und den ZRV, dass das Relaxationsverhalten bitumenhaltiger Bindemittel mit einem einfachen Maxwell-Modell nicht präzise zu erfassen ist. Erst durch die Parallelschaltung von zwei Maxwell-Mo-dellen wird das komplexe zeitliche Relaxationsverhalten prinzipiell erfasst. Ein Teil der Relaxation setzt bereits früh ein (geringe Relaxationszeit des ersten Maxwell-Ele-ments), während das Ausklingen des Relaxationsprozesses im Kältebereich erst deut-lich später stattfindet (lange Relaxationszeit des zweiten Maxwell-Elements). Durch ein drittes Parallelgeschaltetes Maxwell-Element (siehe Abbildung 6-9) wird das Re-laxationsverhalten im ZRV und vor allem im SRV noch deutlich präziser erfasst. Die durchschnittliche Abweichung der im Abstand von je einer Minute gemessenen Span-nungen von den jeweils berechneten Werten beträgt bei diesem Modell lediglich 1,3 % bei dem SRV bzw. 2,7 % bei dem ZRV. Tabelle 6-4: Summe der Fehlerquadrate und durchschnittliche Abweichung bei der Anpassung der

Maxwell-Modelle an die Messergebnisse (ZRV)

Probe

1 M

axw

ell-

Mod

ell

2 M

axw

ell-

Mod

elle

3 M

axw

ell-

Mod

elle

4 M

axw

ell-

Mod

elle

1 M

axw

ell-

Mod

ell

2 M

axw

ell-

Mod

elle

3 M

axw

ell-

Mod

elle

4 M

axw

ell-

Mod

elle

Summe d. Fehlerquadrate [kN2] Durchschn. Abweichung [%]

20/30A 13760 128 85,7 83,1 17,9 2,0 1,3 1,2

30/45A 11146 307 92,6 79,0 28,9 5,3 1,6 1,0

50/70A 11950 322 84,9 84,9 41,8 5,8 4,5 4,5

50/70B 12412 2643 25,8 25,8 42,4 17,9 2,0 2,0

50/70C 9814 220 26,5 26,4 17,6 2,8 1,1 1,1

70/100A 11994 513 31,0 4,7 68,0 12,1 3,3 0,6

50/70RTFOT 13247 400 155 155 25,7 5,0 3,5 3,5

50/70PAV 11691 242 44,8 31,6 17,1 1,8 1,0 0,8

50/70SBS 14504 617 68,5 68,5 49,8 8,3 3,9 3,9

PmB 11220 544 208 208 46,7 11,0 7,2 7,2

PmB H 11375 861 148 135 34,1 8,1 4,5 4,3

50/70GG 13005 483 15,7 15,6 27,2 4,9 1,0 1,0

50/70FT 11290 114 32,2 23,1 16,0 1,4 1,0 0,8

50/70Amid 15693 493 156 156 26,3 4,5 2,9 2,9

50/70Montan 17260 436 399 354 23,1 3,9 3,7 3,6

50/70SBS/FT 8644 336 58,4 58,4 12,5 2,4 0,9 0,9

Mittelwert 12438 541 102 94,3 30,9 6,1 2,7 2,5


Diese Abweichung ist in erster Linie durch das inkonstante Materialverhalten selbst zu begründen. Vor allem bei dem ZRV sind in dem Spannungsverlauf material- und prüf-bedingte Schwankungen festzustellen. Die Tatsache, dass das eigentliche Relaxati-onsverhalten mit drei parallelgeschalteten Maxwell-Modellen sehr gut erfasst wird (und dass die Abweichungen wie zuvor beschrieben als Messungenauigkeiten zu bewerten sind) zeigt auch die Erfassung der Messergebnisse mit vier parallel geschalteten Max-well-Modellen. Der Spannungsverlauf kann mit diesem Modell nicht besser erfasst werden. Die Anpassung des Modells an die Messergebnisse ist mit durchschnittlichen Abweichungen von 1,2 % bzw. 2,5 % gegenüber 1,3 % bzw. 2,7 % nur minimal besser.

Abbildung 6-9: Parallele Maxwell-Modelle zur Er-

fassung der SRV bzw. ZRV

In Abbildung 6-9 ist das rheologische Modell von drei parallelgeschalteten Max-well-Modellen dargestellt, dass das Relaxationsverhalten bitumenhaltiger Bin-demittel im SRV bzw. ZRV präzise erfasst. Mathematisch wird das Relaxationsver-halten nach den folgenden Gleichungen beschrieben:

Scherspannungen im SRV:

σt = E1∙ ε ∙ e� -tη1E1

�

+ E2∙ ε ∙ e� -tη2E2

�

+ E3∙ ε ∙e� -tη3E3

�

(Gleichung 6.16)

Zugspannungen im ZRV:

τt = G1∙ γ ∙ e� -tη1G1

�

+ G2 ∙ γ ∙ e� -tη2G2

�

+ G3∙ γ ∙ e� -tη3G3

�

(Gleichung 6.17)

mit: τ bzw. σ Scher- bzw. Zugspannung [kPa] t Versuchszeit [s] ε bzw. γ Deformation [-] η Dämpferkonstante [kPa s]

E bzw. G Federkonstante [kPa]


In den Tabellen 6-5 (SRV) und 6-7 (ZRV) sind die berechneten Feder- und Dämpfer-konstanten sowie die Relaxationszeiten der einzelnen Elemente aufgelistet.

Die präzise mathematische Erfassung des Relaxationsverhaltens ermöglicht eine sys-tematische Erfassung des Relaxationsverhaltens. Anhand der berechneten Feder- und Dämpferkonstanten kann so die Relaxationszeit (per Definition die Zeit zum Spannungsabbau von 63,2 % der maximalen Spannung auf τmax ∙ e-1 bzw. σmax ∙ e-1) des Gesamtsystems berechnet werden.

Neben der Bestimmung der Relaxationszeit der untersuchten Bindemittel können die rheologischen Modelle verwendet werden, um den Spannungsabbau über die Ver-suchszeit hinaus zu extrapolieren. So kann die Zeitspanne bis zum Abbau von 90 % (hier definiert als λ90) oder 99 % (hier definiert als λ99) der anfänglichen Scher- bzw. Zugspannung berechnet werden. Vor allem der Abbau von 99 % der zu Relaxa-tionsbeginn anliegenden maximalen Spannung ist mit berechneten Dauern von maxi-mal 14,2 Stunden (siehe Abbildung 6-10) rein prüftechnisch kaum zu erfassen. Bei derart langen Untersuchungen im Tieftemperaturbereich würden neben den zu unter-suchenden Effekten bereits weitere Effekte wie das Physical Hardening (temperatur-bedingte, zeitabhängige Steifigkeitszu- bzw. Relaxationsfähigkeitsabnahme bei nied-rigen Temperaturen [ANDERSON, et al., 1994]) die Ergebnisse beeinflussen. Zudem wären die geringen Spannungen bei 1 % der maximalen Spannung prüftechnisch ggf. nicht mehr präzise zu bestimmen und die Versuche wären aufgrund der Dauer zumin-dest für den Labor-Alltag nicht geeignet.

Die berechneten Zeitspannen λ90 und λ99 sind ebenfalls den Tabellen 6-5 und 6-7 zu entnehmen. λ99 wird hierbei praktisch der Dauer des kompletten Spannungsabbaus gleichgesetzt, da ein vollständiger Spannungsabbau bei Maxwell-Modellen mathema-tisch nie eintritt; der Zeit-Spannungsverlauf nähert sich mit fortlaufender Zeit asympto-tisch dem Spannungsnullpunkt.

Auf Basis der Parameter des mathematischen Modells in den Tabellen 6-5 und 6-7 sind in den Tabellen 6-6 (SRV) und 6-8 (ZRV) beispielhaft für die Proben 50/70A und PmB H die gemessenen und die berechneten Spannungsverläufe dargestellt. Ergän-zend sind in den Tabellen 6-6 und 6-8 neben den gemessenen und berechneten Span-nungsverläufen die Funktionsverläufe der drei einzelnen Maxwell-Elemente abgebil-det.

Die Gleichungen und die graphischen Darstellungen der berechneten und gemesse-nen Spannungsverläufe der übrigen Proben sind den Tabellen 53 und 54 des Anhangs E zu entnehmen.


Tabe

lle 6

-5:

Para

met

er u

nd B

estim

mth

eit d

er E

rfass

ung

der S

cher

-Rel

axat

ions

-Ver

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rch

Max

wel

l-Mod

elle

Prob

e γ

-

G1

kP

a η 1

kP

a s

λ 1

s G

2

kPa

η 2

kPa

s λ 2

s

G3

kP

a η 3

kP

a s

λ 3

s λ S

yste

m

s

λ 90 s

λ 99 s

20/3

0 A

0,00

1 9,

15

1971

0 21

55

14,1

30

36

216

19,7

64

5 32

,8

150

1636

65

94

30/4

5 A

0,00

1 4,

02

6620

16

48

12,0

19

98

166

11,8

37

5 31

,6

112

707

4398

50/7

0 A

0,00

1 3,

16

4665

14

77

7,81

16

58

212

10,2

34

6 33

,9

116

755

3992

50/7

0 B

0,00

1 2,

39

3729

15

63

5,40

98

8 18

3 9,

26

266

28,7

81

,6

665

4127

50/7

0 C

0,00

1 8,

47

1757

7 20

76

12,6

28

48

225

16,5

56

3 34

,1

171

1689

64

65

70/1

00A

0,00

1 0,

67

1330

19

85

2,54

53

0 20

9 5,

87

164

27,9

57

,2

408

3970

50/7

0 RTF

OT

0,00

1 4,

44

9138

20

59

9,79

24

57

251

13,2

55

0 41

,8

144

1092

57

35

50/7

0 PA

V

0,00

1 8,

73

2409

4 27

59

19,6

51

34

262

18,0

56

6 31

,4

207

1764

81

03

50/7

0 SB

S

0,00

1 1,

59

3063

19

28

3,30

97

6 29

6 7,

63

267

35,0

87

,3

816

4900

PmB

0,00

1 2,

26

3224

14

27

5,81

85

7 14

7 7,

11

191

26,8

88

,4

642

3854

PmB

H

0,00

1 2,

21

3911

17

72

4,75

95

2 20

1 6,

67

231

34,6

11

4 92

1 49

37

50/7

0 GG

0,00

1 3,

08

6175

20

03

5,59

11

61

208

8,97

28

0 31

,3

110

1146

57

32

50/7

0 FT

0,00

1 7,

33

1862

1 25

42

11,2

37

14

332

17,1

63

4 37

,1

195

1866

76

89

50/7

0 Am

id

0,00

1 5,

14

1081

4 21

03

9,39

18

22

194

10,8

32

5 29

,9

145

1491

63

30

50/7

0 Mon

tan

0,00

1 6,

71

1639

5 24

44

8,86

20

75

234

12,3

42

2 34

,4

188

2153

77

81

50/7

0 SB

S/F

T 0,

001

8,57

19

383

2263

10

,9

3347

30

6 18

,7

855

45,8

19

0 18

44

7038


Tabelle 6-6: Gleichungen und Abbildungen zur Erfassung der Scher-Relaxations-Versuche mittels Maxwell-Modell (hier beispielhaft für die Bitumen 50/70A und PmB H)

Probe Gleichung

Abbildung

50/70A

τt = 3,16 ∙ 0,001 ∙ e-t

1477 + 7,81 ∙ 0,001 ∙ e-t

212 + 10,2 ∙ 0,001 ∙ e-t

33,9

PmB H

τt = 2,21 ∙ 0,001 ∙ e-t

1772 + 4,75 ∙ 0,001 ∙ e-t

201 + 6,67 ∙ 0,001∙e-t

34,6

0

5

10

15

20

25

0 5 10 15 20 25 30

Sche

rspa

nnun

g [k

Pa]

Zeit [min]

Gemessene ScherspannungBerechnete ScherspannungMaxwell 1Maxwell 2Maxwell 3

0

2

4

6

8

10

12

14

16

0 5 10 15 20 25 30

Sche

rspa

nnun

g [k

Pa]

Zeit [min]

Gemessene ScherspannungBerechnete ScherspannungMaxwell 1Maxwell 2Maxwell 3


Tabe

lle 6

-7:

Para

met

er u

nd B

estim

mth

eit d

er E

rfass

ung

der Z

ug-R

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atio

ns-V

ersu

che

durc

h M

axw

ell-M

odel

le

Prob

e ε

-

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kP

a η 1

kP

a s

λ 1

s E 2

kPa

η 2

kPa

s λ 2

s

E 3

kP

a η 3

kP

a s

λ 3

s λ S

yste

m

s λ 9

0

s

λ 99

s

20/3

0 A

0,00

5 9,

37

9607

1 10

254

9,64

13

568

1408

21

,5

4549

21

1 78

6 87

76

3233

8

30/4

5 A

0,00

7 4,

66

3551

9 76

30

11,5

91

18

792

12,8

21

16

166

553

3940

21

293

50/7

0 A

0,00

8 6,

63

1617

0 24

37

11,9

28

98

243

6,32

27

4 43

,3

309

2379

79

91

50/7

0 B

0,00

9 4,

36

1523

5 34

94

9,29

34

26

369

8,42

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7 60

,2

300

2378

10

400

50/7

0 C

0,00

5 11

,7

7183

1 61

46

17,6

11

104

629

10,3

12

20

119

855

6591

20

742

70/1

00A

0,01

5 2,

13

5730

26

89

5,12

14

06

275

6,01

24

4 40

,6

166

1340

74

52

50/7

0 RTF

OT

0,00

6 8,

67

4555

9 52

54

14,6

66

67

457

9,88

96

7 98

54

7 50

23

1712

1

50/7

0 PA

V

0,00

4 15

,7

2332

29

1484

1 22

,2

1287

8 58

0 11

,8

6814

58

0 12

48

1699

6 51

169

50/7

0 SB

S

0,01

2 3,

35

9702

28

98

6,64

16

54

249

6,59

22

8 34

,5

199

2024

86

95

PmB

0,01

0 2,

93

1178

2 40

20

7,19

38

03

529

9,66

79

0 81

,8

274

1930

10

793

PmB

H

0,01

0 3,

81

1855

2 48

73

10,7

45

32

426

5,44

21

5 39

,4

431

3153

14

357

50/7

0 GG

0,00

8 6,

05

2982

7 49

32

11,0

46

68

423

7,76

48

4 62

,4

464

4358

15

714

50/7

0 FT

0,00

4 15

,3

1835

99

1203

3 23

,9

1566

5 65

6 10

,5

1592

15

2 11

00

1342

5 41

132

50/7

0 Am

id

0,00

7 6,

29

6473

1 10

298

12,0

64

72

540

10,3

11

48

111

534

8120

31

833

50/7

0 Mon

tan

0,00

6 9,

86

1031

59

1046

2 17

,8

7862

44

3 5,

88

1121

19

1 78

4 11

347

3543

6

50/7

0 SB

S/F

T 0,

004

15,3

21

5323

14

046

22,9

18

819

820

11,1

11

92

107

1343

15

737

4808

0


Tabelle 6-8: Gleichungen und Abbildungen zur Erfassung der Zug-Relaxations-Versuche mittels Maxwell-Modell (hier beispielhaft für die Bitumen 50/70A und PmB H)

Probe Gleichung

Abbildung

50/70A

σt = 6,63 ∙ 0,008 ∙ e-t

2437 + 11,9 ∙ 0,008 ∙ e-t

243 + 6,32 ∙ 0,008 ∙ e-t

43,3

PmB H

σt = 3,81 ∙ 0,010 ∙ e-t

4873 + 10,7 ∙ 0,010 ∙ e-t

426 + 5,44 ∙ 0,010 ∙ e-t

39,4

0

50

100

150

200

250

0 10 20 30 40 50 60

Zugs

pann

ung

[kPa

]

Zeit [min]

Gemessene ZugspannungBerechnete ZugspannungMaxwell 1Maxwell 2Maxwell 3

0

50

100

150

200

250

0 10 20 30 40 50 60

Zugs

pann

ung

[kPa

]

Zeit [min]

Gemessene ZugspannungBerechnete ZugspannungMaxwell 1Maxwell 2Maxwell 3


Die Zeitspanne bis zum nahezu vollständigen Spannungsabbau λ99 stellt sowohl bei dem SRV als auch bei dem ZRV einen charakteristischen Kennwert für das Relaxationsverhalten der jeweiligen Probe dar. Der Abbau der Scherspannung im SRV ist demnach zwischen 64 Minuten (PmB) und 135 Minuten (50/70PAV) nahezu abgeschlossen (Abbildung 6-10, oben). Die aufgebrachte Zugspannung im ZRV ist dagegen erst nach 124 Minuten (70/100) bis 853 Minuten (50/70PAV) relaxiert (Abbildung 6-10, unten). Neben den unterschiedlichen mechanischen Verhältnissen, wie Art und Richtung der aufgebrachten Spannung, ist die Dauer und die Intensität der aufgebrachten Belastung maßgeblich für die längere Relaxationsdauer des ZRV.

Abbildung 6-10: Zusammenhang zwischen dem m-Wert und der berechneten Ralaxationszeit zum Ab-

bau von 99 % der aufgebrachten Scherspannung im SRV (oben) bzw. im ZRV (unten)

R² = 0,82

0,0

0,5

1,0

1,5

2,0

2,5

0,000 0,100 0,200 0,300 0,400 0,500 0,600

Rel

axat

ions

zeit

λ 99

zum

Abb

au v

on 9

9 %

der S

cher

span

nung

bei

-10

°C [h

]



R² = 0,81

0

2

4

6

8

10

12

14

16

18

0,000 0,100 0,200 0,300 0,400 0,500 0,600Rel

axat

ions

zeit

λ 99

zum

Abb

au v

on 9

9 %

der Z

ugsp

annu

ng b

ei -1

0 °C

[h]




Mit Bestimmtheitsmaßen von 0,82 bzw. 0,81 zwischen dem m-Wert und der Relaxati-onszeit λ99 des SRV bzw. des ZRV, jeweils bei -10 °C bestimmt, stellen die Relaxati-onszeiten λ99 plausible Kennwerte für das Relaxationsverhalten dar. Hierbei handelt es sich – im Gegensatz zu den reinen Messwerten – um die Zeiten bis zum angestreb-ten, nahezu vollständigen Abbau der Spannungen. Verglichen mit den BBR-Kennwer-ten fällt hierbei – wie bei den gemessenen Relaxationskennwerte RELSRV und σ60 be-reits ausgeführt, deren Daten die Grundlage zur Berechnung der Werte λ99 liefern – die Bewertung der Polymermodifizierten Bitumen generell etwas besser und die Be-wertung der wachsmodifizierten Bitumen etwas schlechter aus.

6.1.4 Zusammenfassende Beurteilung der Untersuchungen zum Kälteverhalten

6.1.4.1 Bewertung der entwickelten Untersuchungsverfahren

Die durchweg guten Übereinstimmungen zwischen den mittels DSR gemessenen Stei-figkeiten G* und der Biegekriechsteifigkeit S bei jeweils identischer Temperatur zeigen, dass unter den entsprechenden Voraussetzungen zumindest bis zu einer Temperatur von -10 °C aussagekräftige Kältesteifigkeiten mit dem DSR gemessen werden können. Bei ausreichender Genauigkeit und Leistungsfähigkeit des DSR ist der komplexe Schermodul, gemessen mittels Platte-Platte-Messgeometrie mit 8 mm Durchmesser und 2 mm Probenhöhe, ein Kennwert für die Kältesteifigkeit. Dies gilt aufgrund der geringeren gemessenen Steifigkeit vor allem bei einer niedrigen Prüffrequenz von bei-spielsweise 0,1 Hz. Die höheren gemessenen Steifigkeiten bei höheren Frequenzen führen aufgrund der Steifigkeit der Messgeometrie selbst zu abweichenden, tendenzi-ell zu geringen Messergebnissen. Aus eben diesem Grund nimmt die Präzision der Messergebnisse mit zunehmender Bindemittelhärte ab.

Die mittels Scher-Relaxations-Versuch SRV gemessene maximale Scherspannung τ1 ist ebenfalls ein charakteristischer Kennwert für die Kältesteifigkeit. Durch die verän-derte Probekörpergeometrie mit einer Höhe von 5 mm und die geringere, auf die De-formation bezogene Spannung, liefert dieser Versuch auch bei höheren Bindemittel-steifigkeiten repräsentative Ergebnisse. Im Gegensatz zu den komplexen Schermo-duln, bei denen die Nachgiebigkeit der Messgeometrie bei harten Bindemitteln zu ten-denziell zu geringen Messwerten führt, liefert der Steifigkeitskennwert τ1 des SRV keine systematisch abweichende Bewertung aufgrund der Bindemittelhärte. Eine man-gelhafte Präzision bei harten Bindemitteln kann ebenso wenig festgestellt werden.

Während unmodifizierte Bitumen eine gute Korrelation zwischen dem Phasenwinkel und dem Relaxationsverhalten – nach aktuellen Regelwerk ausgedrückt durch den m-Wert – zeigen, wird bei den modifizierten Bitumen deutlich, dass der Phasenwinkel keinen Kennwert für das Relaxationsverhalten darstellt (siehe Abschnitt 6.1.2). Die bei


den unmodifizierten Bitumen auftretende Korrelation ist lediglich auf die Übereinstim-mungen von komplexem Schermodul und Phasenwinkel bzw. von Biegekriechsteifig-keit und m-Wert und damit indirekt auf die Korrelation der beiden Steifigkeiten zurück-zuführen. Ein direkter, materialtechnologischer Zusammenhang zwischen dem Re-laxationsverhalten und dem Phasenwinkel besteht jedoch nicht.

Da der Phasenwinkel keinen Kennwert für das Relaxationsverhalten darstellt, wurden anhand des Abbaus der Scher- bzw. Zugspannung im SRV bzw. ZRV Kennwerte de-finiert, die unmittelbar das Relaxationsverhalten ansprechen. Während unmodifizierte Bitumen anhand der BBR-Kennwerte und der in dieser Arbeit definierten DSR-Kenn-werte zum Kälteverhalten nahezu identisch bewertet werden, sind bei den verschiede-nen Modifizierungsarten charakteristische Unterschiede festzustellen: Polymermodifi-zierte Bitumen werden anhand der Kennwerte RELSRV, σ5 und σ60 generell besser und wachsmodifizierte Bitumen bezüglich ihres Relaxationsverhaltens teilweise schlechter bewertet. Da diese Arbeit auf der reinen Bindemittelanalyse beruht, kann an dieser Stelle nicht geklärt werden, welche Bewertung der tatsächlichen Bindemittelperfor-mance entspricht. Da das Relaxationsvermögen Polymermodifizierter Bitumen an-hand des m-Wertes jedoch tendenziell unterschätzt wird (siehe Abschnitt 2.5.1), ist es gut denkbar, dass die Kennwerte RELSRV, σ5 und σ60 besser zur Ansprache des Re-laxationshaltens geeignet sind.

Abbildung 6-11: Zusammenhang zwischen der Scherspannung nach 30 Minuten im SRV und der Zug-

spannung nach 60 Minuten im ZRV

Das Bestimmtheitsmaß von 0,85 zwischen RELSRV und σ60 verdeutlicht, dass beide unmittelbaren Relaxationsversuche die Bindemitteleigenschaften – abgesehen von den Schwankungen der beiden Verfahren – prinzipiell gleich erfassen (Abbildung

R² = 0,85

0

10

20

30

40

50

60

0 2 4 6 8 10 12 14

Zugs

pann

ung

nach

60

Min

. bei

-10

°C [k

Pa]

Verbleibende Scherspannung RELSRV nach 30 Min. bei -10 °C [%]



6-11). Zwischen den Kennwerten RELSRV und σ5 ist dagegen mit einem Bestimmtheits-maß von 0,75 ein schwächerer Zusammenhang gegeben. Das Relaxationsverhalten wird somit aufgrund des längeren Spannungsabbaus durch den Kennwert σ60 präziser angesprochen.

Darüber hinaus weisen die Untersuchungen zum Kälteverhalten mittels DSR einige generelle Vorteile auf:

• Im Gegensatz zu den BBR-Untersuchungen handelt es sich bei den im Rahmen dieser Arbeit definierten DSR-Untersuchungen um die unmittelbare Ansprache des Relaxationsverhaltens.

• Für die grundsätzliche Anwendung von DSR-Kennwerten sprechen zudem rein praktische Vorteile:

o Bei dem DSR handelt es sich im Gegensatz zu dem BBR um ein Prüf-gerät, welches ohnehin in vielen Straßenbaulaboren angewendet wird.

o Die gesamte Probenvorbereitung und Versuchsdurchführung ist bei den DSR-Untersuchungen mit weniger Aufwand verbunden als bei den BBR-Untersuchungen.

o Da wesentlich geringere Probenmengen benötigt werden, vereinfachen die DSR-Untersuchungen den Einsatz bei Verwendung von rückgewon-nenen Bindemitteln.

6.1.4.2 Kriterien zur Bewertung des Kälteverhaltens

Die den Abschnitt 6.1 abschließende Bewertung des Kälteverhaltens erfolgt auf Basis der seit Jahren angewendeten BBR-Kennwerte Biegekriechsteifigkeit S und m-Wert sowie der im Rahmen dieser Arbeit definierten DSR-Kennwerte für die Steifigkeit und das Relaxationsvermögen:

• Die Bewertung anhand der BBR-Kennwerte Biegekriechsteifigkeit S und m-Wert erfolgt entsprechend den Ausführungen in Abschnitt 2.5.1. Dabei sind niedrige Biegekriechsteifigkeiten und hohe m-Werte als positive, die Rissbil-dung im Asphalt reduzierende, Bindemitteleigenschaften zu bewerten. Quanti-fiziert wird dies anhand der Temperaturen TS=300MPa und Tm=0,3 (siehe Abbil-dung 6-1). Je niedriger die Temperaturen sind, desto flexibler und weniger riss-fördernd verhält sich das Bindemittel.

• Die maximale Scherspannung τ1 zur Aufbringung der vorgegebenen Deforma-tion im SRV dient neben der Temperatur TS=300MPa als zweiter Kennwert für die Kältesteifigkeit. Hierbei sind geringe Spannungen mit einer niedrigen Bindemit-telsteifigkeit und damit mit einem vorteilhaften Verhalten im Asphaltstraßenbau


gleichzusetzen, da eine niedrige Bindemittelsteifigkeit den Aufbau kryogener Zugspannungen bei hohen Abkühlungsraten reduziert.

• Kennwerte für die Relaxationsfähigkeit der Bindemittel stellen neben den Tm=0,3 sowohl die gemessenen Kennwerte nach relativ kurzer Relaxationsdauer von 30 Minuten (SRV) bzw. 60 Minuten (ZRV) als auch die berechneten Zeitspan-nen bis zum nahezu vollständigen Spanungsabbau während der DSR-Untersu-chungen dar. Als direkte Messergebnisse werden die Kennwerte RELSRV und σ60 herangezogen, während die aus den Messkurven berechneten Relaxations-zeiten λ99 bis zum Abbau von 99 % der Anfangsspannung die nahezu vollstän-dige Relaxation beschreiben. In allen Fällen der Relaxationsbewertung mittels DSR bedeuten niedrige Werte, dass die Bindemittel schnell relaxieren und hier-durch die bei niedrigen Temperaturen induzierten kryogenen Zugspannungen schnell abbauen.

Die Bindemittel werden somit auf Basis der zwei Steifigkeitskennwerte TS=300 MPa und τ1, sowie der fünf Relaxationskennwerte Tm=0,300, RELSRV, σ60, λ99,SRV und λ99,ZRV be-wertet. Bei diesen Ergebnissen handelt es sich um vollkommen unterschiedliche Grö-ßen: Zwei Temperaturen, eine Scherspannung, ein Verhältniswert, eine Zugspannung und zwei Zeiten. Eine Bewertung der Bindemittel anhand dieser Größen erfordert so-mit die Einführung dimensionsloser Größen für alle Kennwerte. Hierzu wird für jeden Kennwert ein Punktesystem eingeführt. Die Probe mit den jeweils schlechtesten Bin-demitteleigenschaften (höchster Kennwert) erhält 0 Punkte und die Probe mit den bes-ten Bindemitteleigenschaften (niedrigster Kennwert) erhält 100 Punkte. Die Punkte-zahl der übrigen Proben ergibt sich durch eine lineare Interpolation zwischen den bei-den Extremen.

Das wie zuvor beschrieben eingeführte Punktesystem dient einer übersichtlichen, quantitativen Bewertung der im Rahmen dieser Arbeit untersuchten Bindemittel. Eine Übertragung auf andere Bindemittel, die deutlich von den untersuchten Proben abwei-chende oder untereinander sehr ähnliche Eigenschaften aufweisen, kann zu nicht sinnvollen oder irreführenden Ergebnissen führen.

Durch die beschriebene Vorgehensweise werden für die Bindemittel sieben dimensi-onslose Kenngrößen berechnet. Auf Basis dieser Größen sind die Kälteeigenschaften für die 16 Bindemittelvarianten in Abbildung 6-12 in Netzdiagrammen veranschaulicht. In Abbildung 6-12 sind oben die Kälteeigenschaften der unmodifizierten, in der Mitte der Polymer- und Gummimodifizierten und unten der wachs- und mehrfachmodifizier-ten Bitumen dargestellt. In der Mitte und unten sind zudem die Kälteeigenschaften des Basisbitumens 50/70A als Referenz abgebildet.


Abbildung 6-12: Netzdiagramme zur Bewertung des Kälteverhaltens anhand der Temperaturen

TS=300MPa und Tm=0,3, der Steifigkeit beim SRV und des gemessenen bzw. berechneten Relaxationsverhaltens beim SRV und ZRV

S

τ1

m

REL,SRVσ60

λ99,SRV

λ99,ZRV

20/30A

30/45A

50/70A

50/70B

50/70C

70/100A

50/70RTFOT

50/70PAV

S

τ1

m

REL,SRVσ60

λ99,SRV

λ99,ZRV

50/70A

50/70SBS

PmB

PmB H

50/70GG

S

τ1

m

REL,SRVσ60

λ99,SRV

λ99,ZRV

50/70A

50/70FT

50/70Amid

50/70Montan

50/70SBSFT


Um die Kälteeigenschaften der Bindemittel zusammenfassend bewerten zu können, werden die zwei Kenngrößen für die Steifigkeit ebenso durch arithmetische Mittelwert-bildung zusammengefasst wie die fünf Relaxationskennwerte. Hierdurch werden cha-rakteristische Kennwerte gebildet:

• der Kennwert für die Kältesteifigkeit anhand o der Temperatur TS=300MPa o der Scherspannung τ1

• der Kennwert für das Relaxationsverhalten anhand o des der Temperatur Tm=0,3 o der relativen verbleibenden Scherspannung RELSRV o der Zugspannung im ZRV σ60 o der Zeitspanne bis zum nahezu vollständigen Spannungsabbau λ99,SRV o der Zeitspanne bis zum nahezu vollständigen Spannungsabbau λ99,ZRV

Wie Abbildung 6-13 zu entnehmen ist, wurde zusätzlich durch die Mittelwertbildung der beiden Kennwerte zur Kältesteifigkeit und zum Relaxationsvermögen für jedes Bin-demittel ein, das Kälteverhalten zusammenfassend mit einer Zahl bewertender Kälte-Empfindlichkeits-Index KEI berechnet. Dieser dient trotz teilweise deutlich unter-schiedlicher Einzelwerte einer zusammenfasenden Bewertung des Kälteverhaltens der unterschiedlichen Bindemittel. Zur detaillierten Analyse wird in Abschnitt 6.1.4.3 auf die unterschiedlichen Kennwerte zur Kältesteifigkeit und zum Relaxationsvermö-gen zurückgegriffen. Entsprechend Abbildung 6-13 liegen die beiden Kenngrößen für die Steifigkeit und das Relaxationsverhalten sowie der KEI jeweils zwischen 0 für sehr schlechte Kälteeigenschaften und 100 für sehr gute Kälteeigenschaften.

Abbildung 6-13: Bewertung des Kälteverhaltens anhand der Steifigkeit, des Relaxationsverhaltens und

des Kälte-Empfindlichkeits-Index KEI

17,8

56,4

80,2 81,8

36,4

99,8

58,1

4,3

76,9 73,4 75,1 76,1

29,7

53,3

39,3

27,8

0

10

20

30

40

50

60

70

80

90

100

Steifigkeit Relaxationsverhalten KEI


6.1.4.3 Bewertung des Kälteverhaltens

Der Abbildung 6-13 ist zu entnehmen, dass das Kälteverhalten unmodifizierter Bitu-men mit zunehmender Härte erwartungsgemäß kontinuierlich schlechter wird. Das Beispiel der Bitumen gleicher Raffinerie (20/30A, 30/45A, 50/70A und 70/100A) zeigt dabei deutlich, dass bei Bitumen vergleichbarer Provenienz und Herstellung mit ansteigender Härte die Steifigkeit stark zunimmt und die Relaxationsfähigkeit – relativ zu den gealterten bzw. modifizierten Varianten – in etwas geringerem Maße abnimmt. Die Kennwerte der Kältesteifigkeit liegen zwischen 4,6 (20/30A) und 100,0 (70/100A), während die Kennwerte der Relaxationsfähigkeit zwischen 31,8 (20/30A) und 99,7 (70/100A) liegen. Biegekriechsteifigkeit S und Scherspannung τ1 des 20/30A liegen somit gemäß siehe Abbildung 6-12 (oben) auf dem Niveau des 50/70PAV (Bindemittel mit den schlechtesten Kälteeigenschaften, s.u.), während die Relaxati-onsfähigkeit des 20/30A deutlich ausgeprägter ist. Hierdurch wird die signifikant unter-schiedliche Bewertung von Steifigkeit und Relaxationsvermögen dieses Bitumen ver-ursacht.

Das Kälteverhalten des von einer anderen Raffinerie stammenden Bitumens 50/70B weist mit einer etwas geringeren Steifigkeit und einem nahezu identischen Relaxati-onsvermögen nur leichte, im Bereich der Messungenauigkeit liegende Unterschiede zu dem 50/70A auf. So erhalten die beiden Bitumen 50/70A bzw. 50/70B mit 80,2 bzw. 81,8 einen nahezu identischen KEI. Im Gegensatz hierzu zeigt sich an dem von einer weiteren Raffinerie stammenden Bitumen 50/70C, dass die Provenienz und Herstel-lung bei Bitumen gleicher Sorte zu deutlich unterschiedlichen, in diesem Fall schlech-teren Kälteeigenschaften führen kann. Sowohl die Steifigkeit als auch das Relaxati-onsvermögen des 50/70C liegen zwischen den Eigenschaften des 20/30A und des 30/45A. Obwohl das Bitumen 50/70C sämtliche Vorgaben der [TL Bitumen-StB 07, 2013] einschließlich des Brechpunktes nach Fraaß erfüllt, ist es als kälteempfindlicher zu bewerten. Die Tatsache, dass die getroffene Einschätzung anhand aller durchge-führten Untersuchungen mittels BBR und DSR bestätigt wird, verdeutlicht, dass der Brechpunkt nach Fraaß als aktuell einziger Grenzwert nicht einmal bei unmodi-fizierten Bitumen nicht ausreicht, um das Kälteverhalten der Bindemittel sicher zu bewerten.

Das Kälteverhalten des kurzzeitgealterten 50/70A, das 50/70RTFOT, ist mit einem KEI von 58,1 etwa auf dem Niveau des frischen 30/45A gleicher Raffinerie (56,4). Steifigkeit und Relaxationsfähigkeit sind ausgehend von den Eigenschaften des Basisbitumens 50/70A in etwa gleichem Maße schlechter geworden.


Durch die künstliche Langzeitalterung wird die Bitumensteifigkeit sehr stark erhöht und die Relaxationsfähigkeit in ähnlicher Weise reduziert. Die mittels RTFOT und PAV ge-alterte Probe 50/70PAV weist daher ein Kälteverhalten auf, das deutlich schlechter ist als das Kälteverhalten des härtesten unmodifizierten Bitumens 20/30A. Das 50/70PAV schneidet bei fast allen Kriterien im Vergleich der 16 Varianten am schlechtesten ab und hat mit einem KEI von 4,3 mit Abstand das schlechteste Kälteverhalten. Dies ver-deutlicht den ausgeprägten versteifenden und das Relaxationsvermögen redu-zierenden Einfluss der Alterung auf das Kälteverhalten.

Die Modifizierung des Basisbitumens 50/70A mit 3 M.-% SBS hat nahezu keinen Ein-fluss auf die Kältesteifigkeit. Dagegen relaxiert die Probe 50/70SBS durch die Modifika-tion etwas langsamer. Dies macht sich primär durch eine schlechtere Bewertung des prognostizierten nahezu kompletten Spannungsabbaus bemerkbar (Abbildung 6-12, Mitte). Die elastischen Strukturen des SBS-Netzwerkes verzögern bei der Probe 50/70SBS vermutlich die Relaxation und halten so einen Anteil der Rückverfor-mungsspannung aufrecht, während die Strukturen die Steifigkeit in dem Tempe-raturbereich kaum beeinflussen.

Das Prinzip einer niedrigen Kältesteifigkeit verbunden mit einer – verglichen mit den unmodifizierten Bitumen – bezogen auf die Steifigkeit geringen Relaxationsfähigkeit, zeigt sich auch bei dem gebrauchsfertigen höher Polymermodifizierten Bitumen PmB H. Die Kältesteifigkeit des PmB H ist geringer, womit es verformbarer auf kryo-gene Spannungen reagiert. Die Relaxationsfähigkeit ist dagegen wohl aufgrund des ausgeprägten Netzwerkes elastischer Strukturen geringer. Mit einer geringeren Stei-figkeit und einem langsameren Spannungsabbau ist die Gesamtbewertung der Proben 50/70SBS und PmB H mit 76,9 und 75,1 nahezu identisch.

Die Probe PmB erhält mit 73,4 den niedrigsten KEI der in der Gesamtbewertung kaum unterschiedlichen Polymermodifizierten Bitumen. Dabei ist die Kältesteifigkeit des PmB im Vergleich der Polymermodifizierten Bitumen am höchsten, während diese Va-riante den schnellsten Spannungsabbau aufweist. Diese Eigenschaften sind möglich-erweise durch den Einsatz eines härteren Basisbitumens und eines geringeren Poly-mergehalts zu begründen.

Das Gummimodifizierte Bitumen 50/70GG weist im Vergleich zu dem zur Herstellung dieser Probe verwendeten Bitumens 50/70A eine etwas geringere Kältesteifigkeit und ein deutlich schlechteres Relaxationsvermögen auf. Generell können zur Begründung ebenfalls die bei den Polymermodifizierten Bitumen getätigten Ausführungen heran-gezogen werden. Die relativ großen Gummipartikel und die hierdurch verursachte, auf die kleinen Probekörper der BBR- und DSR-Untersuchungen bezogene, fehlende Ho-


mogenität beeinflusst jedoch die Messergebnisse. Besonders deutlich wird dies an-hand der Biegekriechsteifigkeit, die im Vergleich aller 16 Varianten am niedrigsten ist. Somit ist eine detaillierte Analyse des Kälteverhaltens des 50/70GG auf Basis der durchgeführten Untersuchungen nicht zweckmäßig.

Die Wachmodifizierungen bewirken eine moderate Erhöhung der Kältesteifig-keit. Diese Steifigkeitserhöhung wird durch die hohe Steifigkeit der Wachse ver-ursacht. So entspricht die Kältesteifigkeit der wachsmodifizierten Bitumen mit gemit-telten 47,4 etwa jener des unmodifizierten 30/45A von 44,9.

Neben der moderaten Steifigkeitszunahme ist durch die Wachmodifizierungen eine Abnahme des Relaxationsvermögens festzustellen. Bzgl. des Relaxationsvermögens sind die wachsmodifizierten Bitumen im Mittel zwischen den unmodifizierten 30/45A und 20/30A einzuordnen. Die geringe Relaxationsfähigkeit der Wachsstrukturen führt vermutlich dazu, dass hierdurch das gesamte Bindemittel langsamer die Spannungen abbaut.

Die beschriebenen Auswirkungen der Wachsadditive fallen bei der Amidwachs-Modi-fizierung am geringsten aus. In der Gesamtbewertung ist das Kälteverhalten des 50/70Amid mit einem KEI von 53,3 daher vergleichbar mit dem unmodifizierten 30/45A (56,4). Das 50/70Montan ist trotz einer geringeren Steifigkeit aufgrund des langsamen Spannungsabbaus mit einem KEI von 39,3 ebenso zwischen dem 20/30A und dem 30/45A einzuordnen wie das 50/70FT (29,7). Das Relaxationsverhalten der mittels FT-Wachs modifizierten Probe entspricht etwa dem 50/70Montan, während die Kältestei-figkeit des 50/70FT höher ist.

Der Einfluss der Zugabe von FT-Wachs auf das „Ausgangsbitumen“ 50/70SBS ent-spricht bei dem mehrfachmodifizierten 50/70SBS/FT dem Einfluss der Zugabe von FT-Wachs auf das 50/70A. Dies betrifft sowohl die Veränderung der Kältesteifigkeit als auch die des Relaxationsvermögens.

Bezüglich der relativ schlechten Bewertung des Kälteverhaltens der Polymer- und vor allem der wachsmodifizierten sei bereits an dieser Stelle auf die Abschnitte 6.2 und 6.3 und den darin thematisierten positiven Einfluss der Modifizierungen auf das Wär-meverhalten hingewiesen.

Die drei Gruppen der unmodifizierten, der Polymer- und der wachsmodifizierten Bitu-men zeigen charakteristische Unterschiede im Kälteverhalten. Die Abbildung 6-14 ver-deutlicht dies durch die Quotienten aus den Kennwerten der Steifigkeit und des Re-laxationsverhaltens:


• Bezogen auf die Steifigkeit ist das Relaxationsvermögen der unmodifizierten Bitumen am größten. Der hohe Verhältniswert des 50/70PAV ist zu vernachläs-sigen, da dieser aus der Gegenüberstellung von zwei Werten nahe null zu-stande kommt.

• Die Polymerstrukturen verzögern die Relaxation, wodurch diese bei gleicher Bindemittelhärte langsamer abläuft.

• Die Wachse verzögern die Relaxation noch stärker als die Polymere.

Abbildung 6-14: Verhältnis zwischen den Bewertungen der Kältesteifigkeit und des Relaxationsverhal-

tens

6.2 Rheologische Bindemitteleigenschaften bei hohen Gebrauchstemperatu-ren

Die Bindemittelanalytik im hohen Gebrauchstemperaturbereich dient im Straßenbau primär dazu, Rückschlüsse auf das Spurrinnenbildungsverhalten zu gewinnen. Da eine eindeutige Ansprache dieser Performance-Eigenschaft vor allem bei modifizierten Bitumen nach wie vor ein Problem darstellt, sind insgesamt fünf Prüfverfahren zur Bin-demittelanalytik im hohen Gebrauchstemperaturbereich im deutschen Regelwerk er-fasst. Mit der Bestimmung von komplexem Schermodul und Phasenwinkel im LVE-Bereich, dem Multiple Stress Creep and Recovery Test (MSCR-Test), der Null- und der Niedrig-Scherviskosität werden vier dieser Prüfverfahren mit dem DSR durchge-führt, während der die Bindemittelrheologie am wenigsten präzise ansprechende Er-weichungspunkt Ring und Kugel die einzige Kenngröße ist, an die das deutsche Re-gelwerk quantitative Anforderungen stellt.

Vor diesem Hintergrund befasst sich der Abschnitt 6.2.1 mit der Bindemittelanalyse auf Basis der fünf genormten Prüfverfahren. Neben der qualitativ stets gleichen Cha-rakterisierung der unmodifizierten Bitumen werden hierbei die Eigenschaften der ver-schieden modifizierten Bitumen teilweise signifikant unterschiedlich bewertet. Dies

0,0

0,2

0,4

0,6

0,8

1,0

1,2

1,4

1,6

1,8

2,0

Verh

ältn

is S

teifi

gkei

t zu

Rel

axat

ions

verh

alte

n [-]


liegt im Wesentlichen an der bei den einzelnen Prüfverfahren abweichenden Intensität und Dauer der Belastung und der teilweise grundlegend unterschiedlichen Reaktions-prozesse der Bindemittel bzw. Zusätze.

Aufgrund dieser Erkenntnis werden in Abschnitt 6.2.2 von der Normung abweichende Prüfverfahren erprobt, durch die das Bindemittelverhalten unter hohen Belastungen und damit ggf. außerhalb des LVE-Bereichs angesprochen wird. Obwohl die For-schung der letzten Jahre Hinweise darauf gibt, dass die Belastungen des Straßenver-kehrs zu Deformationen außerhalb des LVE-Bereichs führen und hierdurch große Ver-formungen entstehen können (vgl. Abschnitt 2.5.4), wird die Bindemittelrheologie in diesem Belastungszustand bislang vernachlässigt. Des Weiteren wird die elastische Rückverformung unter hohen Belastungen detaillierter analysiert.

Abschließend wird das Verhalten der 16 untersuchten Bindemittel bei hohen Ge-brauchs-temperaturen in Abschnitt 6.2.3 zusammengefasst. Hierbei wird zwischen den verschiedenen Belastungszuständen sowie zwischen der Steifigkeit und den elas-tischen Eigenschaften der Bindemittel unterschieden.

6.2.1 Charakterisierung der Bindemittel bei hohen Gebrauchstemperaturen anhand der genormten Prüfverfahren

6.2.1.1 Bindemittelcharakterisierung anhand der Temperatur-Tests

Der Erweichungspunkt Ring und Kugel – nach [TL Bitumen-StB 07, 2013] der einzige quantitative Kennwert zur Charakterisierung der Bindemitteleigenschaften bei hohen Gebrauchstemperaturen – definiert indirekt die Temperatur einer minimalen Verfor-mungsbeständigkeit (vgl. Abschnitt 2.3.1 und 2.5.4). Daher konnte in [RADENBERG, et al., 2014] auf der Basis von 90 unmodifizierten Bitumen festgestellt werden, dass die untersuchten Bitumen bei der Temperatur ihres jeweiligen Erweichungspunktes Ring und Kugel nahezu identische komplexe Schermoduln aufweisen. Diese Erkennt-nis ermöglichte in [RADENBERG, et al., 2014] die Einführung einer Äquisteifigkeits-temperatur EG*15kPaT, die bei unmodifizierten Bitumen dem Erweichungspunkt Ring und Kugel nahezu identisch ist. Diese Äquisteifigkeitstemperatur EG*15kPaT ist als die Temperatur definiert, bei der der während eines nach [TL Bitumen-StB 07, 2013] durchgeführten Temperatur-Tests gemessene komplexe Schermodul 15 kPa beträgt.

In Abbildung 6-15 sind die Äquisteifigkeitstemperaturen EG*15kPaT der im Rahmen die-ser Arbeit untersuchten 16 Bindemittel deren Erweichungspunkten Ring und Kugel ge-genübergestellt. Die Äquisteifigkeitstemperaturen wurden jeweils bei einer Prüffre-quenz von 1,59 Hz, im LVE-Bereich der Bindemittel und – was bei einigen wachsmo-


difizierten Bitumen von Bedeutung ist (vgl. Abschnitt 6.3.2) – während einer stufenwei-sen Erwärmung der Proben bestimmt. Die Interpolation zwischen den in Abständen von 10 K gemessenen komplexen Schermoduln erfolgte logarithmisch.

Die Winkelhalbierende in Abbildung 6-15 visualisiert die gute Übereinstimmung zwi-schen Erweichungspunkt Ring und Kugel und der Äquisteifigkeitstemperatur der un-modifizierten Bitumen einschließlich der gealterten Varianten. Das sehr hohe Be-stimmtheitsmaß der unmodifizierten Bitumen von 0,97 übertrifft das in den Untersu-chungen von [RADENBERG, et al., 2014] festgestellte Bestimmtheitsmaß von 0,94, was darauf zurückzuführen ist, dass die Vielfalt der Provenienzen und der Bitumens-orten bei [RADENBERG, et al., 2014] größer war.

Die ebenfalls sehr gute Übereinstimmung zwischen Erweichungspunkt Ring und Kugel und Äquisteifigkeitstemperatur der gealterten Varianten 50/70RTFOT und 50/70PAV (Be-stimmtheitsmaß 0,96 für einen linearen Zusammenhang bei den frischen und gealter-ten unmodifizierten Bitumen, siehe Abbildung 6-15) deutet bereits an dieser Stelle der Arbeit an, dass der Einfluss der Alterung auf die Bindemittelrheologie – verglichen mit den Modifizierungen – in diesem Temperaturbereich wenig komplex ist. Beispielsweise beträgt der Phasenwinkel bei den frischen wie bei den gealterten Bitumen bei der Äqu-isteifigkeitstemperatur annähernd 90 °. Das elastische Potenzial beeinflusst somit das Verformungsverhalten kaum.

Abbildung 6-15: Zusammenhang zwischen Erweichungspunkt Ring und Kugel und Äquisteifigkeits-

temperatur EG*15kPaT

Die modifizierten Bitumen zeigen in Abbildung 6-15 mehr oder weniger stark ausge-prägte Abweichungen von der Winkelhalbierenden (Bestimmtheitsmaß 0,68 für einen linearen Zusammenhang bei Betrachtung aller Bindemittel). Die polymermodifizierten

R² = 0,96

R² = 0,68

0

10

20

30

40

50

60

70

80

90

0 10 20 30 40 50 60 70 80 90

Äqui

stei

figke

itste

mpe

ratu

r EG

* 15k

PaT

[°C

]

Erweichungspunkt Ring und Kugel [°C]



Varianten 50/70SBS und PmB sowie das gummimodifizierte 50/70GG weisen im Ver-gleich zu dem Erweichungspunkt Ring und Kugel geringfügig niedrigere Äquisteifig-keitstemperaturen auf. Das höher polymermodifizierte PmB H zeigt eine wesentlich größere Abweichung von 11,1 K zwischen Erweichungspunkt Ring und Kugel (67,4 °C) und Äquisteifigkeitstemperatur (56,3 °C). Bei den wachsmodifizierten Bitu-men bzw. dem mehrfachmodifizierten 50/70SBS/FT ist der Unterschied zwischen Erwei-chungspunkt Ring und Kugel und der Äquisteifigkeitstemperaturen mit durchschnittlich 16,8 K noch deutlicher. Ursächlich für diese Abweichungen sind im Wesentlichen drei Gründe:

• Der erste Grund besteht darin, dass die modifizierten Bitumen eine weniger temperaturabhängige Steifigkeitsentwicklung aufweisen. In dem relevanten Temperaturbereich gilt dies speziell für die wachsmodifizierten Bitumen, da die Steifigkeit der Wachse bis zu deren Schmelzen nahezu temperaturunabhängig ist. Durch das Zusammenwirken der stark temperaturabhängigen reinen Bitu-men mit den wenig temperaturabhängigen Zusätzen nimmt die Steifigkeit des modifizierten Bitumens langsamer ab. Die komplexen Schermoduln sind hier-durch bis zu den Temperaturen der Erweichungspunkte Ring und Kugel trotz Überschreitens der Äquisteifigkeitstemperatur noch relativ hoch, wodurch die Gründe zwei und drei erst in der festgestellten Deutlichkeit zum Tragen kom-men.

• Als zweiter Grund trägt die höhere Elastizität der modifizierten Bitumen in dem relevanten Temperaturbereich – festzustellen an den niedrigeren Phasenwin-keln – dazu bei, dass die Kugeln bei der Bestimmung des Erweichungspunktes Ring und Kugel trotz gleicher Bindemittelsteifigkeit langsamer sinken. Beson-ders deutlich werden die ersten beiden Begründungen am Beispiel des 50/70Amid. Dieses Bindemittel weist mit 25,5 K den größten Unterschied zwi-schen Erweichungspunkt Ring und Kugel und der Äquisteifigkeitstemperatur und dabei in dem maßgebenden Temperaturbereich den niedrigsten Phasen-winkel und die geringste Temperaturabhängigkeit der Steifigkeit auf.

• Der dritte und wesentliche Grund ist das von den unmodifizierten Bitumen sig-nifikant abweichende Verhalten der modifizierten Bitumen bei statischen oder niederfrequenten Beanspruchungen. Bei derartigen Beanspruchungen, die de-nen bei der Bestimmung des Erweichungspunktes Ring und Kugel nahe kom-men, zeigen die unmodifizierten bzw. die unterschiedlich modifizierten Bitumen ein deutlich von den komplexen Schermoduln bei 1,59 Hz abweichenden Ma-terialverhalten. Dies zeigt die Bestimmung einer alternativen Äquisteifigkeits-temperatur für die Prüffrequenzen von 0,1 Hz und deren Gegenüberstellung mit den Erweichungspunkten Ring und Kugel in Abbildung 6-16.


Analog zu der Vorgehensweise von [RADENBERG, et al., 2014] wurde auf der Basis der acht unmodifizierten Bitumen eine Äquisteifigkeitstemperatur für den komplexen Schermodul bei der Prüffrequenz von 0,1 Hz ermittelt. Die Untersuchungsergebnisse zeigen, dass die bei 0,1 Hz gemessenen komplexen Schermoduln (siehe Tabelle 8 bis 22 des Anhangs C) bei den Temperaturen der Erweichungspunkte Ring und Kugel des jeweiligen unmodifizierten Bitumens im Mittel 1,12 kPa betragen. Über diesen Mit-telwert auf 1,0 kPa gerundet lässt sich mit der Temperatur, bei der der bei 0,1 Hz ge-messene komplexe Schermodul 1,0 kPa beträgt, eine zweite Äquisteifigkeitstempe-ratur EG*1kPa,0,1HzT definieren.

Der Faktor 15 zwischen den beiden Äquisteifigkeitstemperaturen entspricht etwa dem Verhältnis zwischen den Prüffrequenzen von 0,1 und 1,59 Hz. Dies wird durch die annähernd frequenzunabhängigen komplexen Viskositäten der unmodifizierten Bitu-men (vgl. Abschnitt 6.2.1.2) verursacht, da die komplexen Schermoduln durch den Faktor der Frequenz von den komplexen Viskositäten abhängen.

Abbildung 6-16: Zusammenhang zwischen Erweichungspunkt Ring und Kugel und Äquisteifigkeits-

temperatur EG*1kPa,0,1HzT

In Abbildung 6-16 sind die Erweichungspunkte Ring und Kugel der 16 untersuchten Bitumen den jeweiligen Äquisteifigkeitstemperaturen EG*1kPa,0,1HzT gegenübergestellt. Im Gegensatz zu den Äquisteifigkeitstemperaturen EG*15kPaT weisen bei dieser Ge-genüberstellung neben den unmodifizierten Bitumen auch die modifizierten Bitumen Äquisteifigkeitstemperaturen EG*1kPa,0,1HzT auf, die annähernd deren Erweichungs-punkten Ring und Kugel entsprechen. Die steifigkeitserhöhende Wirkung der Modifi-zierungen – vor allem die der Wachsmodifizierungen – auf den komplexen Schermodul nimmt folglich bei abnehmenden Frequenzen zu (vgl. Abschnitt 6.2.1.2). Dies ist bei

R² = 0,89

0

10

20

30

40

50

60

70

80

90

0 10 20 30 40 50 60 70 80 90

Äqui

stei

figke

itste

mpe

ratu

r EG

* 1kP

a,0,

1HzT

[°C

]

Erweichungspunkt Ring und Kugel [°C]



der Bestimmung des Erweichungspunktes Ring und Kugel von entscheidender Bedeu-tung, da sich die Bindemittel hierbei lange Zeit nahezu im Ruhezustand befinden und selbst bei beginnendem Absinken der Kugeln zunächst nur langsame Deformationen auftreten. Folglich ist die Bindemittelsteifigkeit im Ruhezustand bzw. die bei langsamen Deformationen maßgebend für das Absinken der Kugeln und für die Temperatur des Erweichungspunktes Ring und Kugel. Das Absinken der Kugeln geschieht dagegen bei den modifizierten Bitumen in vielen Fällen sehr schnell, wodurch sich erfahrungs-gemäß teilweise nicht der geforderte „Bindemittelsack“ ausbildet. Auf diese Effekte der hohen Verformungsbeständigkeit im Ruhezustand und der abnehmenden Steifigkeit bei Überschreitung einer bestimmten Beanspruchung wird in den Abschnitten 6.2.1.2 und 6.2.2.2 im Detail eingegangen.

6.2.1.2 Analyse der Null- und Niedrig-Scherviskosität

Zur Analyse der Bindemitteleigenschaften im Ruhezustand oder bei diesem nahekom-menden, sehr langsamen Deformationen wurden die Null-Scherviskosität (ZSV) und die Niedrig-Scherviskosität (LSV) bestimmt. Während die Niedrig-Scherviskosität eine prüftechnische Vereinfachung zur Näherung an die Null-Scherviskosität darstellt, soll das genormte Prüfverfahren der Null-Scherviskosität diese mittels rotierendem Kriech-versuch direkt ansprechen.

Bei hohen Temperaturen wie der Prüftemperatur von 60 °C weisen die meisten Binde-mittel im Kriechversuch elastoviskoses Materialverhalten auf. Nach dem Abklingen der elastischen Verformungsanteile sind die viskosen Eigenschaften dominant. In der bei den Kriechversuchen zur Bestimmung der Null-Scherviskosität zu betrachtenden Be-lastungsphase ist das viskose Fließen, dass nach dem Abklingen der spontan- bzw. verzögert-elastischen Deformation eine kontinuierlich fortschreitende Deformation ver-ursacht, die charakteristische Materialeigenschaft. In dem derartige mechanische Zu-sammenhänge erfassenden rheologischen Modell – dem Burgers-Modell nach Abbil-dung 6-17 – wird dieses viskose Kriechen durch den in Reihe geschalteten Dämpfer symbolisiert. Mathematisch wird dieses Newtonsche Fließverhalten nach folgender Gleichung erfasst:

γt = τ ∙ tη

(Gleichung 6.18)

mit: γ Deformation [-] τ Scherspannung [kPa]

t Belastungszeit [s] η Dämpferkonstante [kPa s]

Die zu Belastungsbeginn auftretenden elastischen Verformungsanteile werden durch die einzelne Feder und durch das Kelvin-Voigt-Modell erfasst. Die Hookesche Feder,


durch die die spontan-elastischen Deformationen erfasst werden, wird mathematisch wie folgt berücksichtigt:

γt = τG (Gleichung 6.19)

mit: G Federkonstante [kPa]

Das die verzögert-elastischen Verformungsanteile abdeckende Kelvin-Voigt-Modell unterliegt als Parallelschaltung von Feder und Dämpfer zeitabhängigen Veränderun-gen. Im Ruhezustand bei Belastungsbeginn wirkt ausschließlich der Dämpfer den Be-lastungen entgegen. Sobald die Deformationen einsetzen, wirkt die Feder diesen ebenfalls entgegen. Die zu Beginn relativ schnellen und starken Verformungen neh-men durch den steigenden Widerstand der Feder in immer langsamerem Maße zu, bis die aufgebrachte Belastung aufgrund der Deformation allein mit der Feder im Gleich-gewicht steht. Für diesen Vorgang stellten KELVIN und VOIGT folgende Differenzial-gleichung auf:

τ = η ∙ γ ̇+ G ∙ γ (Gleichung 6.20)

mit: γ̇ Ableitung der Deformation nach der Zeit [s-1]

Analog zu der Relaxationszeit bei Relaxationsprozessen (vgl. Abschnitt 6.1.3.3) stellt der Quotient aus Dämpfer- und Federkonstanten bei Kriechvorgängen eine charakte-ristische Zeit, die Retardationszeit, dar:

Λ = ηG (Gleichung 6.21)

mit: Λ Retardationszeit [s]

Mit der Retardationszeit als steuerndes Element, wonach die Deformation des Kelvin-Voigt-Modells bei Erreichen der Retardationszeit 63,2 % (γmax(1 − 𝑒𝑒−1)) der Maxi-

maldeformation beträgt, lautet die Lösung der Differenzialgleichung nach KELVIN und VOIGT:

γt = τG

∙ �1 - e�-tΛ�� (Gleichung 6.22)

Die Gesamtdeformation im Burgers-Modell wird als Summe der Deformationen der drei Elemente Feder, Kelvin-Voigt-Modell und Dämpfer berechnet [MEZGER, 2010]:

γt = τG1

+ τG2

∙ �1 - e� -tΛ2�� + τ∙t

η1 (Gleichung 6.23)

mit: γ Deformation [-] τ Scherspannung [kPa]

t Belastungszeit [s] G Federkonstante [kPa] η Dämpferkonstante [kPa s]


Abbildung 6-17: Burgers-Modell

In Tabelle 6-9 sind die Feder- und Dämpferkonstanten sowie die Retardationszeiten und die durchschnittlichen Abweichungen der rheologischen Modelle von den Mess-ergebnissen zusammengefasst. Die Anpassung der Parameter erfolgte mit der Me-thode der Minimierung der Fehlerquadrate (vgl. Abschnitt 6.1.3.3). Tabelle 55 des An-hangs E sind die Gleichungen und die graphischen Darstellungen der gemessenen und der berechneten Funktionsverläufe zu entnehmen. Tabelle 6-9: Parameter und Bestimmtheit der Erfassung der Kriechversuche zur Bestimmung der Null-

Scherviskosität durch Burgers-Modelle

Probe τ kPa

G1 kPa

η1 kPa s

G2 kPa

η2 kPa s

Λ2 s

Durchschn. Abweichung

% 20/30A 0,02 10,3 1,73 0,001 21,7 16358 0,02 30/45A 0,02 136 1,12 0,001 8,83 55168 0,02 50/70A 0,02 33,5 0,45 0,001 7,10 25967 0,02 50/70B 0,02 24,5 0,48 0,001 1,66 16606 0,03 50/70C 0,02 6,51 0,47 3,66 8571 2344 0,01 70/100A 0,02 6,52 0,26 3,63 8226 2266 0,01 50/70RTFOT 0,02 0,82 1,25 0,001 406 287975 0,01 50/70PAV 0,02 1,40 24,8 0,24 198 825 0,01 50/70SBS 0,02 79,8 3,41 0,001 3,80 37532 0,05 PmB 0,02 0,23 2,59 0,01 6,83 528 0,06 PmB H 0,02 0,41 8,70 0,05 8,30 167 0,08 50/70GG 0,02 26,0 8,32 0,001 4,85 1388 0,29 50/70FT 0,02 3,00 12838 1,70 593 348 0,24 50/70Amid 0,02 0,80 3760 0,61 282 460 0,29 50/70Montan 0,02 0,37 2392 0,14 722 5282 0,40 50/70SBS/FT 0,02 0,82 3678 0,31 184 600 0,31 Mittelwert 0,12

124 Kapitel 6: Auswertung Tabelle 6-10: Gleichungen und Abbildungen zur Erfassung der Versuche zur Null-Scherviskosität bei

60 °C mittels Burgers-Modell (hier beispielhaft für die Bitumen 50/70A und 50/70FT)

Probe Gleichung

Abbildung

50/70A

γt = τ

33,5 +

τ0,001

∙ �1 - e�-t

25967�� + τ ∙ t0,45

50/70FT

γt = τ

3,00 +

τ1,70

∙ �1 - e�-t

348�� + τ ∙ t

12838

0

50

100

150

200

250

300

350

400

0 1000 2000 3000 4000 5000 6000 7000 8000

Def

orm

atio

n [%

]

Zeit [s]

GemessenBerechnetFederKelvin-VoigtDämpfer

0,00

0,01

0,02

0,03

0,04

0,05

0,06

0,07

0 2000 4000 6000 8000 10000 12000 14000 16000

Def

orm

atio

n [%

]

Zeit [s]



Die sehr geringen Abweichungen der unmodifizierten Bitumen und die ebenfalls gerin-gen Abweichungen der Polymermodifizierten Bitumen verdeutlichen, dass deren Ma-terialverhalten mit dem Burgers-Modell präzise erfasst werden kann. Die wachsmodi-fizierten Bitumen weisen ebenfalls geringe, jedoch etwas größere prozentuale Abwei-chungen auf. Dies wird durch die geringen absoluten Deformationen und in Verbin-dung hiermit, durch die leichten Schwankungen der Funktionsverläufe verursacht. Ab-gesehen von den prüfbedingten Schwankungen werden die Materialeigenschaften auch bei diesen Varianten durch das Burgers-Modell präzise erfasst (siehe Ta-belle 6-10). Die größeren Abweichungen des 50/70GG sind durch die Inhomogenität dieser Probe verursacht.

Tabelle 6-10 zeigt beispielhaft für die Varianten 50/70A und 50/70FT die gemessenen und die berechneten Funktionsverläufe. Neben den Funktionsverläufen der gesamten Burgers-Modelle sind der Tabelle 6-10 die Funktionsverläufe der einzelnen Elemente Feder, Dämpfer und Kelvin-Voigt-Modell zu entnehmen.

Die spontan- bzw. verzögert-elastischen Verformungsanteile der einzelnen Bindemit-tel, quantifiziert durch die Konstanten der Feder bzw. des Kelvin-Voigt-Modells, weisen deutliche, nicht mit der Null-Scherviskosität im Zusammenhang stehende Unter-schiede auf. Die Dämpferkonstanten stehen dagegen unmittelbar mit den Null-Scher-viskositäten in Beziehung. Dies verdeutlicht Abbildung 6-18, der ein Bestimmtheitsmaß von 0,997 zwischen den beiden Kennwerte zu entnehmen ist.

Abbildung 6-18: Gegenüberstellung der Null-Scherviskositäten und der Dämpferkonstanten η1 der ein-

zelnen Feder

Der direkte Zusammenhang zwischen Null-Scherviskosität und Dämpferkon-stante bestätigt anhand des rheologischen Modells, dass sich die Bindemittel

R² = 0,997

1,0E+02

1,0E+03

1,0E+04

1,0E+05

1,0E+06

1,0E+07

1,0E+08

1,0E+02 1,0E+03 1,0E+04 1,0E+05 1,0E+06 1,0E+07 1,0E+08

Däm

pfer

kons

tant

e η 1

[Pa

s]

Null-Scherviskosität ZSV [Pa s]



zum Zeitpunkt der Erfassung der Null- Scherviskosität in einem reinen Fließpro-zess befanden. Die elastischen- und verzögert-elastischen Verformungen können als abgeschlossen angesehen werden. Die bestimmten Null-Scherviskositäten stellen somit als Äquivalent zu den Dämpferkonstanten, von denen die irreversiblen De-formationen abhängen, Kenngrößen für eine dauerhafte Verformung unter stati-schen Belastungen dar.

Als prüftechnische Vereinfachung der im Kriechversuch zu bestimmenden Null-Scher-viskosität wurde die bei niedrigen Frequenzen zu messende Niedrig-Scherviskosität in das Regelwerk aufgenommen. Von der [DIN CEN/TS 15325, 2008] abweichend wurde als Niedrig-Scherviskosität im Rahmen dieser Arbeit einheitlich die komplexe Viskosi-tät bei 0,01 Hz gemessen (vgl. Abschnitt 5.2.3).

Da es sich bei der Null-Scherviskosität um eine dynamische und bei der Niedrig-Scher-viskosität um eine komplexe Viskosität handelt, beruht eine Verknüpfung der beiden Viskositäten auf der empirischen Cox-Merz-Regel (vgl. Abschnitt 2.3.2). Generell ist die Anwendungsmöglichkeit der Cox-Merz-Regel auf die beiden Größen gegeben, da sowohl Scherrate als auch Frequenz mit näherungsweise Null angenommen werden. Des Weiteren sollen die Null- und damit auch die Niedrig-Scherviskosität gezielt die viskosen Verformungsanteile ansprechen, womit auch das zweite grundlegende An-wendungskriterium für die Cox-Merz-Regel erfüllt ist.

In Abbildung 6-19 sind die gemessenen Null- und Niedrig-Scherviskositäten der 16 untersuchten Varianten gegenübergestellt.

Abbildung 6-19: Zusammenhang zwischen Niedrig- und Null-Scherviskosität, jeweils bei 60 °C

R² = 0,90

1,0E+00

1,0E+01

1,0E+02

1,0E+03

1,0E+04

1,0E+05

1,0E+06

1,0E+07

1,0E+08

1,0E+00 1,0E+01 1,0E+02 1,0E+03 1,0E+04 1,0E+05 1,0E+06 1,0E+07 1,0E+08

Nie

drig

-Sch

ervi

skos

ität L

SV [P

a s]

Null-Scherviskosität ZSV [Pa s]



Aus der Gegenüberstellung der gemessenen Null- und Niedrig-Scherviskositäten in Abbildung 6-19 sind folgende Erkenntnisse zu gewinnen:

• Bei sämtlichen unmodifizierten Bitumen sind die Null- und die Niedrig-Schervis-kosität nahezu identisch. Darüber hinaus sind die Niedrig-Scherviskositäten der frischen unmodifizierten Bitumen sowie des 50/70RTFOT mit den nach den [TL Bitumen-StB 07, 2013] anzugebenden, bei einer Prüffrequenz von 1,59 Hz zu bestimmenden komplexen Schermoduln bei gleicher Temperatur nahezu gleichwertig. D. h., dass die bei 1,59 Hz gemessenen komplexen Viskositäten dieser Varianten, die durch Division der komplexem Schermodul durch die Prüffrequenz (als Kreisfrequenz) berechnet werden, abgesehen von den Prüfstreuungen mit den Niedrig-Scherviskositäten übereinstimmen. Im Gegen-satz zu dem komplexen Schermodul, der mit abnehmender Prüffrequenz auf-grund der längeren Fließzeit und der damit größeren Deformationen der elasto-viskosen Bitumen abnimmt, ist die komplexe Viskosität bei diesen Varianten frequenzabhängig (siehe Abbildung 6-20).

• Die Polymermodifizierten Bitumen und das 50/70PAV weisen ebenfalls nahezu identische Null- und Niedrig-Scherviskositäten auf. Im Gegensatz zu den vor-genannten Varianten stimmen die Niedrig-Scherviskositäten jedoch nicht mit den komplexen Viskositäten bei der Prüffrequenz von 1,59 Hz überein. Da die komplexen Schermoduln aufgrund der elastischen Wirkung der Polymere bzw. aufgrund der Bitumenhärte im Fall des 50/70PAV mit abnehmender Frequenz langsamer abnehmen, nehmen die komplexen Viskositäten bis zum Erreichen der Niedrig-Scherviskositäten zu. Die Übereinstimmung von Null- und Niedrig-Scherviskosität zeigt jedoch, dass die Frequenz zur Bestimmung der Niedrig-Scherviskosität mit 0,01 Hz ausreichend gering gewählt war, um den maxima-len Plateauwert der Niedrig-Scherviskosität zu erreichen.

• Die Ausführungen zu den Polymermodifizierten Bitumen können prinzipiell auf die gummimodifizierte Variante 50/70GG übertragen werden. Hier ist jedoch ein-schränkend festzustellen, dass die Untersuchungen dieses Bindemittels auf-grund der Größe der Gummipartikel mittels Platte-Platte-Messgeometrie durch-geführt wurden. Die hieraus entstehenden „Messfehler“ sind in Abschnitt 6.2.2.1 thematisiert.

• Die wachsmodifizierten Bitumen, einschließlich dem mehrfachmodifizierten 50/70SBS/FT, weisen einen deutlichen Unterschied zwischen der Null- und der gemessenen Niedrig-Scherviskosität auf. Die Niedrig-Scherviskositäten bei der Prüffrequenz von 0,01 Hz sind bei diesen vier Varianten im Mittel etwa um den Faktor 150 niedriger als die zugehörigen Null-Scherviskositäten. Dies wird zum einen durch den deutlichen Anstieg der komplexen Viskosität bei abnehmender


Prüffrequenz verursacht. Zum anderen zeigen die festgestellten Unterschiede, dass der Plateauwert maximaler komplexer Viskosität der wachsmodifizierten Bitumen erst bei niedrigeren Frequenzen als der minimalen Prüffrequenz von 0,01 Hz erreicht wird.

Abbildung 6-20: Frequenzabhängige komplexe Viskosität bei 60 °C

Die zuvor beschriebenen unterschiedlichen Auswirkungen der Frequenz auf die Ver-formungsbeständigkeit bzw. auf die komplexe Viskosität sind Abbildung 6-20 für den Frequenzbereich von 0,01 bis 1,59 Hz zu entnehmen. Im doppellogarithmischen Maß-stab weisen die frequenzabhängigen komplexen Viskositäten nahezu lineare Verläufe auf. Es ist lediglich bei einigen Varianten das Erreichen des Plateauwerts maximaler komplexer Viskosität als Abweichung des linearen Verlaufs festzustellen (Bsp.: 50/70PAV). Die Funktionsverläufe der frequenzabhängigen komplexen Viskositäten können mit hohen Bestimmtheitsmaßen von 0,84 im Fall des 50/70A (Verursacht durch

10

100

1000

10000

100000

0,01 0,1 1 10

Kom

pl. V

isko

sitä

t η* [

Pa s

]

Frequenz [Hz]

20/30 30/45 50/70 A 50/70 B

50/70 C 70/100 50/70 RTFOT 50/70 PAV

10

100

1000

10000

100000

0,01 0,1 1 10

Kom

pl. V

isko

sitä

t η* [

Pa s

]

Frequenz [Hz]

50/70 A 50/70 SBS PmB PmB H 50/70 GG

50/70 FT 50/70 Amid 50/70 Montan 50/70 SBS/FT


geringe Schwankungen bei nahezu konstanten Werten) und ansonsten wenigstens 0,92 durch folgende Gleichung erfasst werden:

η*f = a ∙ f-b (Gleichung 6.24)

mit: ηf* frequenzabhängige komplexe Viskosität [Pa s]

f Prüffrequenz [Hz] a, b Parameter [-] In Tabelle 6-11 sind die aus den Messergebnissen berechneten Parameter a und b, sowie die sich ergebenden Bestimmtheitsmaße zusammengefasst. Tabelle 6-11: Parameter und Bestimmtheitsmaße der mathematischen Erfassung der frequenzab-

hängigen komplexen Viskositäten Probe a b Bestimmtheitsmaß 20/30A 1278 0,053 0,94 30/45A 788 0,058 0,92 50/70A 381 0,029 0,84 50/70B 339 0,031 0,98 50/70C 381 0,037 0,95 70/100A 209 0,042 0,97 50/70RTFOT 951 0,064 0,94 50/70PAV 8136 0,215 0,99 50/70SBS 969 0,172 0,99 PmB 880 0,210 0,99 PmB H 1127 0,366 1,00 50/70GG 1123 0,213 1,00 50/70FT 3615 0,613 0,99 50/70Amid 2186 0,603 0,99 50/70Montan 1747 0,561 0,98 50/70SBS/FT 3882 0,489 0,99 Mittelwert 0,97

Aus den Parametern a und b zur mathematischen Erfassung der frequenzabhängigen komplexen Viskositäten und der Kenntnis der tatsächlichen Null-Scherviskosität aus den Kriechversuchen können die Funktionsverläufe in die Bereiche sehr niedriger, auf-grund der langen Zyklusdauern prüftechnisch kaum zu erfassender Frequenzen extra-poliert werden. Unter der Annahme, dass der Anstieg der komplexen Viskosität unter-halb des gemessenen Bereichs weiterhin kontinuierlich verläuft, ergeben sich die fre-quenzabhängigen komplexen Viskositäten entsprechend Abbildung 6-21. Hieraus ge-hen die sehr niedrigen Frequenzen von bis zu 10-7 Hz zur Messung der Niedrig-Scherviskosität wachsmodifizierter Bitumen hervor.


Der Parameter a der Gleichung 6.24 steht repräsentativ für die Verformungsbestän-digkeit bei der Prüffrequenz von 1,59 Hz. Zwischen den Parametern a und den kom-plexen Schermoduln der jeweiligen Bindemittel besteht ein direkter linearer Zusam-menhang mit einem Bestimmtheitsmaß von 0,998 (hier nicht dargestellt; vgl. Ta-belle 6-11 bzw. Tabellen 41 und 42 des Anhangs C).

Der Parameter b der Gleichung 6.24 ist dagegen ein Maß für die Zunahme der kom-plexen Viskosität bei abnehmender Frequenz. Je höher der Parameter b ist, desto stärker nimmt die komplexe Viskosität bei abnehmender Frequenz zu. Für das Binde-mittelverhalten in der Praxis bedeutet dies, dass ein hoher Parameter b ebenso wie eine hohe Null-Scherviskosität einem geringeren Fließen und damit einer höheren Ver-formungsbeständigkeit bei langsamen oder statischen Belastungen gleichzusetzen ist.

Abbildung 6-21: Extrapolierte frequenzabhängige komplexe Viskosität bei 60 °C

1,0E+01

1,0E+02

1,0E+03

1,0E+04

1,0E+05

1,0E+06

1,0E+07

1,0E+08

1,0E-07 1,0E-06 1,0E-05 1,0E-04 1,0E-03 1,0E-02 1,0E-01 1,0E+00

Kom

pl. V

isko

sitä

t η* [

Pa s

]

Frequenz [Hz]

20/30 30/4550/70 A 50/70 B50/70 C 70/10050/70 RTFOT 50/70 PAV

1,0E+01

1,0E+02

1,0E+03

1,0E+04

1,0E+05

1,0E+06

1,0E+07

1,0E+08

1,0E-07 1,0E-06 1,0E-05 1,0E-04 1,0E-03 1,0E-02 1,0E-01 1,0E+00

Kom

pl. V

isko

sitä

t η* [

Pa s

]

Frequenz [Hz]

50/70 A 50/70 SBSPmB PmB H50/70 GG 50/70 FT50/70 Amid 50/70 Montan50/70 SBS + FT


Aus den Bindemitteluntersuchungen bei niedrigen Oszillationsfrequenzen lassen sich unter Einbeziehung der Null-Scherviskositäten folgende Schlüsse ziehen:

• Die Verformungsbeständigkeit der frischen, unmodifizierten Bitumen ist bei langsamer oder statischer Belastung relativ gering (niedriger Parameter b bzw. niedrige Null-Scherviskosität). Bei diesen Varianten nimmt die Verformungsbe-ständigkeit mit der reinen Bindemittelhärte kontinuierlich zu. Das 50/70PAV zeigt neben seiner wesentlich höheren Steifigkeit aufgrund der durch diese Steifigkeit verursachten elastischen Verformungsanteile bei der Prüftemperatur von 60 °C einen Anstieg der komplexen Viskosität bei abnehmender Frequenz. Wie an dem Erweichungspunkt Ring und Kugel von 68,4 °C abzulesen ist, befindet sich das 50/70PAV bei 60 °C noch nicht in einem reinen Fließzustand. Hierdurch ist die Verformungsbeständigkeit unter statischen oder quasi statischen Lasten deutlich höher.

• Die Polymermodifizierten Bitumen und hier vor allem das PmB H sowie das gummimodifizierte 50/70GG weisen im Vergleich zu den frischen unmodifizierten Proben deutlich höhere Parameter b bzw. Null-Scherviskositäten auf. Die Po-lymere bzw. das additivierte Gummimehl bewirken somit einen deutlichen Anstieg des Verformungswiderstandes bei langsamen oder statischen Belastungen.

• Noch wesentlich höher sind die Parameter b bzw. die Null-Scherviskositäten der wachsmodifizierten Bitumen und des 50/70SBS/FT. Diese Bindemittel zeigen selbst im Vergleich zu den Polymermodifizierten Bitumen einen deutlich höheren Verformungswiderstand gegenüber statischen oder quasi statischen Belastungen. Dies ist durch den festen Zustand der Wachse bei der Temperatur von 60 °C zu begründen. Bei sehr langsamen Verformun-gen verhindern vermutlich die kaum verformbaren Wachsstrukturen die Defor-mationen, während die in dem Temperaturbereich relativ weichen Bitumen flie-ßen.

6.2.1.3 Bindemittelanalyse mittels MSCR-Prüfung

Die Bindemittelanalyse mittels MSCR-Prüfung liefert mit der Nachgiebigkeit und der Rückverformung zwei Kenngrößen. Die Nachgiebigkeit Jnr quantifiziert die Steifigkeit, wobei im Gegensatz zu den Viskositäten bzw. den komplexen Schermoduln bei gerin-ger Steifigkeit niedrige Nachgiebigkeiten gemessen werden – und umgekehrt. Durch die Rückverformung R wird das elastische Potenzial durch eine direkte Messung der Rückverformung während der Entlastungsphase quantifiziert.


Die MSCR-Prüfung erfolgte im Rahmen dieser Arbeit nach der [AL MSCR-Prüfung (DSR), 2012]. Im Gegensatz zu der Neuauflage der [AL DSR-Prüfung (MSCRT), 2016] erfolgte die Beanspruchung damit in den drei Laststufen von 0,1 kPa, 1,6 kPa und 3,2 kPa. Die wesentlichen Unterschiede in den Messergebnissen der verschiedenen Laststufen sind Abbildung 6-22 zu entnehmen. Hierbei sind die Nachgiebigkeiten (Ab-bildung 6-22, oben) bzw. die Rückverformungen (Abbildung 6-22, unten) der 16 unter-suchten Bindemittel jeweils bei der niedrigsten Laststufe von 0,1 kPa und der höchsten Laststufe von 3,2 kPa gegenübergestellt.

Abbildung 6-22: Gegenüberstellung der Nachgiebigkeit (oben) bzw. der Rückverformung (unten) bei

0,1 und 3,2 kPa, jeweils bei 60 °C

Aus der Gegenüberstellung der Nachgiebigkeiten bzw. der Rückverformungen bei den Laststufen von 0,1 und 3,2 kPa in Abbildung 6-22 gehen folgende Erkenntnisse hervor:

R² = 0,95

0,0

0,5

1,0

1,5

2,0

2,5

3,0

3,5

4,0

4,5

0,0 0,5 1,0 1,5 2,0 2,5 3,0 3,5 4,0 4,5

Nac

hgie

bigk

eit b

ei 3

,2 k

Pa [1

/kPa

]

Nachgiebigkeit bei 0,1 kPa [1/kPa]


R² = 0,47

0

10

20

30

40

50

60

70

80

90

100

0 10 20 30 40 50 60 70 80 90 100

Rüc

kver

form

ung

bei 3

,2 k

Pa [%

]

Rückverformung bei 0,1 kPa [%]



• Die Nachgiebigkeiten bei 0,1 bzw. 3,2 kPa der frischen und gealterten unmodi-fizierten Bitumen weisen lediglich geringe, in der jeweiligen Ausprägung mit den Prüfstreuungen zu begründende Unterschiede auf. Über diese acht Bitumen gemittelt, beträgt die Nachgiebigkeit bei der niedrigen Laststufe 92,9 % gegen-über der Nachgiebigkeit der hohen Laststufe. Diese etwas geringere gemes-sene Verformungsbeständigkeit bei 3,2 kPa Belastung ist durch den Versuchs-ablauf selbst (z.B. Ablaufen des Bitumens am Probenrand vor allem bei wei-chen Bitumen) begründet. Materialtechnologische Einflüsse sind aufgrund der ausgeprägten idealviskosen Fließeigenschaften vor allem bei den weicheren Varianten auszuschließen.

• Die Rückverformung der frischen unmodifizierten Bitumen beträgt bei der Last-stufe von 3,2 kPa näherungsweise 0 %. Bei der Laststufe von 0,1 kPa sind da-gegen deutliche Rückverformungen feststellbar. Diese sind jedoch weniger dem bei der Temperatur von 60 °C niedrigviskosen Materialverhalten sondern dem Messvorgang selbst geschuldet.

• Bei den Polymermodifizierten Bitumen und dem 50/70GG ist ein charakteristi-scher Anstieg der Nachgiebigkeit bei der höheren Belastung festzustellen. Im Mittel der vier Proben beträgt die Nachgiebigkeit bei der höheren Laststufe be-zogenen auf die Nachgiebigkeit bei der niedrigeren Laststufe 46,3 %.

• Die Rückverformung der Polymer- bzw. Gummimodifizierten Bitumen ist eben-falls bei der Laststufe von 3,2 kPa deutlich geringer. Vor allem bei den Proben 50/70SBS und 50/70GG beträgt die Rückverformung bei der hohen Laststufe nur etwa ein Drittel der Rückverformung bei der niedrigen Laststufe. Dies ist mög-licherweise mit der geringen Vernetzung bei den beiden letztgenannten Varian-ten zu begründen.

• Noch weitaus deutlicher ist der Rückgang der gemessenen Verformungsbe-ständigkeit und der Rückverformung bei der hohen Laststufe bei den wachsmo-difizierten Bitumen einschließlich dem 50/70SBS/FT. Hier beträgt die Nachgiebig-keit bei der Laststufe von 0,1 kPa im Mittel lediglich 5,7 % von der Nachgiebig-keit bei 3,2 kPa. Die Rückverformung geht von gemittelten 87,0 % auf 24,9 % zurück.

Der festgestellte Rückgang der Steifigkeit und des elastischen Potenzials mit anstei-gender Laststufe (der Rückgang ist bereits zwischen den Laststufen 0,1 kPa und 1,6 kPa tendenziell festzustellen; siehe Tabelle 5-6) bei den Polymer-, Gummi- und vor allem den wachsmodifizierten Bitumen ist offensichtlich auf eine Belastung au-ßerhalb des LVE-Bereichs zurückzuführen. Die höheren Belastungen verursachen überproportional große Deformationen und ggf. „Zerstörungen“ der Polymer-, Gummi-


bzw. Wachsstrukturen, wodurch die bleibenden Verformungen größer und die elasti-schen Rückverformungen geringer ausfallen. Die modifizierten Bindemittel werden hierdurch bei der Laststufe von 3,2 kPa (entsprechend der aktuell gültigen [AL DSR-Prüfung (MSCRT), 2016]) mit größeren Nachgiebigkeiten als weniger Verformungsbe-ständig bewertet.

Die sehr hohe Rückverformung der wachsmodifizierten Bitumen bei der geringen Be-lastung von 0,1 kPa zeigt, dass hier die Bindemittelsteifigkeit des bei der geringen Belastung kaum verformten Bindemittels eine hohe Rückverformung versursacht. Ähnlich ist die starke Rückverformung der frischen, unmodifizierten Bitumen von bis zu 11,55 % zu bewerten. Das elastische Rückverformungspotenzial spielt somit eine untergeordnete Rolle. Folglich ist die Rückverformung bei der Laststufe von 0,1 kPa nicht geeignet, um die elastischen Eigenschaften zu charakterisieren.

Bei der Probe 50/70PAV ist bei beiden Laststufen eine sehr hohe Rückverformung fest-zustellen. Da sich dieses Bindemittel bei der aufgebrachten Belastung noch im LVE-Bereich befindet, nimmt die Rückverformung nicht ab. Das Bitumen wird daher selbst bei hoher Belastung aufgrund der hohen Grundsteifigkeit noch als sehr elastisch be-wertet, obwohl es keine elastifizierenden Anteile beinhaltet. Die Rückverformung bei der Laststufe von 3,2 kPa stellt durch den Einfluss der Bindemittelsteifigkeit ebenfalls keinen eindeutigen Kennwert für das elastische Potenzial des Binde-mittels dar.

6.2.1.4 Zusammenfassung der genormten Bindemittelanalysen bei hohen Gebrauch-stemperaturen

Die verschiedenen genormten Prüfungen der Bindemitteleigenschaften im hohen Ge-brauchstemperaturbereich sprechen – auch im Hinblick auf die Performance in situ – unterschiedliche Belastungszustände und damit unterschiedliche Reaktionen an.

Die Verformungsbeständigkeit wird durch die Null-Scherviskosität, und bei ausrei-chend niedriger Prüffrequenz auch durch die Niedrig-Scherviskosität, praktisch im Ru-hezustand und damit als Reaktion auf statische bzw. quasi statische Lasten, analy-siert. Der komplexe Schermodul bei einer Prüffrequenz von 1,59 Hz wurde unter an-derem aus dem Grund als Standardparameter für die Verformungsbeständigkeit ge-wählt, da hierdurch die Belastungen des fahrenden Straßenverkehrs simuliert werden sollen (vgl. Abschnitt 2.3.4). Die Nachgiebigkeit der MSCR-Prüfung bei der Laststufe von 3,2 kPa stellt dagegen bei einigen modifizierten Bitumen bereits einen Kennwert


für das Materialverhalten außerhalb des LVE-Bereichs dar. Diese drei Steifigkeits-kennwerte für die unterschiedlichen Belastungsszenarien sind in Abbildung 6-23 (oben) miteinander verknüpft.

Abbildung 6-23: Oben: usammenhänge zwischen kompl. Schermodul und Null-Scherviskosität

(Kreise) bzw. Nachgiebigkeit bei 3,2 kPa (Quadrate); unten: Zusammenhang zwi-schen Phasenwinkel und Rückverformung bei 3,2 kPa

Die niedrigen Bestimmtheitsmaße von 0,58 bzw. 0,68 zwischen den komplexen Scher-moduln und den Null-Scherviskositäten bzw. den Nachgiebigkeiten bei 3,2 kPa ver-deutlichen, dass die Verformungsbeständigkeit bei den verschiedenen Belas-tungsszenarien unterschiedlich bewertet wird. Vor allem die Modifizierungsar-ten führen zu unterschiedlichen Bewertungen. Die Charakterisierungen der Binde-mittel im Ruhezustand und unter dynamischen Belastungen innerhalb des LVE-Be-reichs sind hierbei eindeutig. Die an dieser Stelle in erster Näherung als Kriterium für

R² = 0,58

R² = 0,68-1,0

0,0

1,0

2,0

3,0

4,0

5,0

6,0

1,0E+00

1,0E+01

1,0E+02

1,0E+03

1,0E+04

1,0E+05

1,0E+06

1,0E+07

1,0E+08

1,0E+09

1,0E+10

1,0E+03 1,0E+04 1,0E+05

Nac

hgie

bigk

eit b

ei 3

,2 k

Pa

bei 6

0 °C

[1/k

Pa]

Nul

l-Sch

ervi

skos

ität b

ei 6

0 °C

[Pa

s]

Kompl. Schermodul bei 60 °C [Pa s]

Unmodifizierte Bitumen Gealterte BitumenPolymermodifizierte Bitumen 50/70 GGWachsmodifizierte Bitumen 50/70 SBS/FT

R² = 0,48

0

10

20

30

40

50

60

0 10 20 30 40 50 60 70 80 90

Rüc

kver

form

ung

bei 3

,2 k

Pa

bei 6

0 °C

[%]

Phasenwinkel bei 1,59 Hz bei 60 °C [°]



das Materialverhalten außerhalb des LVE-Bereichs herangezogene Nachgiebigkeit stellt dagegen einen bislang nicht klar definierten Zustand an der Grenze des LVE-Bereichs dar. Daher wird in dem folgenden Abschnitt 6.2.2 eine gezielte Bindemittel-ansprache außerhalb des LVE-Bereichs durchgeführt.

Die elastischen Eigenschaften werden durch den Phasenwinkel und durch die Rück-verformung der MSCR-Prüfung ebenfalls auf verschiedene Arten angesprochen. Diese genormten Prüfverfahren liefern mit einem Bestimmtheitsmaß von 0,48 teils charakteristische Unterschiede. Die Rückverformung der Polymermodifizierten Bitu-men ist deutlich größer als die Rückverformung der wachsmodifizierten Bitumen, ob-wohl die Phasenwinkel der Polymermodifizierte Bindemittel mit durchschnittlich 69,6 ° größer sind als die Phasenwinkel der wachsmodifizierten Bitumen von durchschnittlich 64,4 °. Zudem beeinflusst die Bindemittelsteifigkeit die Rückverformung bei der ge-normten MSCR-Prüfung entscheidend. Daher wird in Abschnitt 6.2.2 neben der Ana-lytik außerhalb des LVE-Bereichs auch das Rückverformungsverhalten intensiver un-tersucht.

6.2.2 Erweiterte Bindemittelanalyse zum Verhalten außerhalb des LVE-Bereichs und zur elastischen Rückverformung

Die Bindemittelanalyse im hohen Gebrauchstemperaturbereich auf Basis der in Deutschland genormten Prüfverfahren in Abschnitt 6.2.1 liefert eine gute Charakteri-sierung der Steifigkeit bei statischer Belastung sowie der Steifigkeit und der Elastizität unter „normalen“ dynamischen Lasten. Das Materialverhalten unter hohen Belastun-gen, die ggf. eine Beanspruchung außerhalb des LVE-Bereichs zur Folge haben, wird dagegen nach dem aktuellen Regelwerk nicht gezielt angesprochen. Dabei zeigen die Forschungen der letzten Jahre, dass hohe Verkehrsbelastungen die Bindemittel au-ßerhalb des LVE-Bereichs beanspruchen können (vgl. Abschnitt 2.5.4).

In Abschnitt 6.2.2.2 werden daher verschiedene Ansätze zur Bindemittelanalyse au-ßerhalb des LVE-Bereichs erprobt. Hierzu werden Oszillationsversuche unter hohen Scherbeanspruchungen bzw. bei großen Deformationen (LAOS) analysiert (vgl. Ab-schnitt 2.3.3). Da es sich hierbei um eine generelle Ansprache eines sehr komplexen Sachverhalts hält, soll im Wesentlichen die prinzipielle Eignung der angewandten Ver-fahren untersucht werden.

Zuvor werden in Abschnitt 6.2.2.1 Modifikationen der MSCR-Prüfung analysiert. Hier-durch soll das elastische Potenzial der Bindemittel unter hohen Belastungen direkt an-gesprochen werden.


6.2.2.1 Erweiterte Analyse der Rückverformung in Anlehnung an die MSCR-Prüfung

Analyse des MSCRPK:

Ausgehend von dem aktuellen deutschen Regelwerk werden im Rahmen dieser Arbeit gezielte Veränderungen der MSCR-Prüfung durchgeführt. Die erste Modifikation der MSCR-Prüfung (MSCRPK) betrifft die verwendete Messgeometrie. Abweichend von der nach den [AL MSCR-Prüfung (DSR), 2012] bzw. [AL DSR-Prüfung (MSCRT), 2016] zu verwendenden Platte-Platte-Messgeometrie wurde eine Platte-Kegel-Mess-geometrie eingesetzt.

Wird ein Bindemittel mittels Platte-Platte-Messgeometrie außerhalb des LVE-Bereichs beansprucht, bewirken die unterschiedlichen, von der Plattenmitte zum Rand hin zu-nehmenden Scherraten einen Zustand, bei dem ein Teil der Probe im LVE-Bereich belastet wird, während bei einem anderen Teil der Probe die Grenze des LVE-Bereichs bereits – unterschiedlich stark – überschritten ist. Die Bindemittelsteifigkeit nimmt bei einem solchen Zustand von dem inneren, sich im LVE-Bereich befindlichen Teil der Probe nach außen hin ab. Die Probe befindet sich somit in einem ungleichen und damit undefinierten Zustand. Dagegen sind die Scherrate und damit die Messergebnisse bei Verwendung der Platte-Kegel-Messgeometrie auch bei Belastungen außerhalb des LVE-Bereichs konstant und eindeutig definiert (vgl. Abschnitt 2.3.3).

Bei ansonsten identischen Prüfbedingungen zeigt Abbildung 6-24 die unterschiedli-chen Messergebnisse – hier die Rückverformung – bei Verwendung der verschiede-nen Messgeometrien. Die Probe 50/70GG wird in Abbildung 6-24 nicht dargestellt, da aufgrund der Partikelgröße des Gummimehls keine Prüfungen mittels Platte-Kegel-Messgeometrie durchgeführt werden können.

Die in Abbildung 6-24 dargestellten Ergebnisse verdeutlichen die Überschreitung des LVE-Bereichs bei den modifizierten und die Einhaltung des LVE-Bereichs bei den un-modifizierten Bitumen. Die Rückverformung der wachsmodifizierten Bitumen ist bei der Verwendung der Platte-Kegel-Messgeometrie mit durchschnittlich 7,1 % wesentlich geringer als die Rückverformung bei der Verwendung der Platte-Platte-Messgeometrie (16,3 %). Die vom Rand zum Probenmittelpunkt hin abnehmende Scherrate bewirkt bei der Platte-Platte-Messgeometrie eine geringere bzw. keine Überschreitung des LVE-Bereichs im inneren Bereich. Hierdurch kann das dort befindliche Bindemittel ei-nen höheren Beitrag zur Rückverformung leisten. Bei der Platte-Kegel-Messgeometrie ist dagegen aufgrund der konstanten Scherrate die gesamte Probe außerhalb des LVE-Bereichs beansprucht. Das dem Mittelpunkt nähere Bindemittel kann auch nur die Materialeigenschaften zur Rückverformung beitragen, die der aufgebrachten Scherspannung von 3,2 kPa entsprechen. Die Probe befindet sich hierdurch in einem konstanten, außerhalb des LVE-Bereichs liegenden Belastungszustand. Die mittels


Platte-Kegel-Messgeometrie gemessenen Ergebnisse kennzeichnen somit das tat-sächliche Materialverhalten bei der vorgegebenen Scherspannung von 3,2 kPa (gilt ebenfalls für die an dieser Stelle nicht näher betrachtete Nachgiebigkeit).

Abbildung 6-24: Zusammenhang der Rückverformung der MSCR-Prüfung bei Messungen mit Platte-

Platte-Messgeometrie bzw. mit Platte-Kegel- Messgeometrie, jeweils bei 3,2 kPa und bei 60 °C

Die zu den wachsmodifizierten Bitumen ausgeführten Erkenntnisse gelten prinzipiell auch für die Polymermodifizierten Bitumen und das 50/70SBS/FT. Mit durchschnittlichen 28,1 % bei der Verwendung der Platte-Kegel-Messgeometrie bzw. 39,1 % bei der Ver-wendung der Platte-Platte-Messgeometrie ist der relative Einfluss bei den Polymermo-difizierten Bitumen jedoch geringer. Dies ist damit zu begründen, dass diese Proben entweder eine höhere Grenze des LVE-Bereichs haben und/oder dass sich deren Ei-genschaften außerhalb des LVE-Bereichs weniger stark verändern (vgl. Ab-schnitt 6.2.2.2).

Mit gemittelten 8,1 % Rückstellung sowohl bei der Verwendung der Platte-Kegel- als auch der Platte-Platte-Messgeometrie ist bei den frischen wie gealterten unmodifizier-ten Bitumen kein Einfluss der Messgeometrie festzustellen. Dies verdeutlicht zum ei-nen die Tatsache, dass die Überschreitung des LVE-Bereichs der entscheidende Fak-tor für die abweichende Rückverformung bei Verwendung der unterschiedlichen Mess-geometrien ist. Zum anderen zeigt die Übereinstimmung der Messergebnisse, dass sich diese Bitumen bei der aufgebrachten Beanspruchung von 3,2 kPa im LVE-Bereich befinden (vgl. Abschnitt 6.2.2.2). Bei den frischen Bitumen und dem 50/70RTFOT war dies aufgrund des ausgeprägt viskosen Verhaltens bei 60 °C nicht anders zu erwarten. Das 50/70PAV, das einen Erweichungspunkt Ring und Kugel von 68,5 °C aufweist, be-

R² = 0,94

0

10

20

30

40

50

60

0 10 20 30 40 50 60

R(3

,2 k

Pa)

mit

Plat

te-K

egel

[%]

R(3,2 kPa) mit Platte-Platte [%]

Unmodifizierte Bitumen50/70 RTFOT50/70 PAVPolymermodifizierte BitumenWachsmodifizierte Bitumen50/70 SBS/FT


findet sich dagegen bei 60 °C noch in keinem derartigen Fließzustand. Die Überein-stimmung der Messergebnisse zeigt aber, dass der LVE-Bereich bei der aufgebrach-ten Beanspruchung noch nicht überschritten ist.

Auch bei physikalisch präziser Bindemittelansprache mittels MSCRPK gibt der Kenn-wert der Rückverformung bei einigen Bindemitteln keine eindeutige Aussage zu den elastischen Eigenschaften. Dies verdeutlicht die – unabhängig von der gewählten Messgeometrie – sehr hohe Rückverformung des 50/70PAV. Die Rückverformung von ca. 45 % suggeriert, dass dieses Bitumen zusammen mit den tatsächlich Elastomere enthaltenden Varianten PmB H und 50/70SBS/FT die elastischsten Eigenschaften auf-weist. Tatsächlich bewirkt jedoch primär die hohe Steifigkeit des 50/70PAV die große Rückverformung. Bei der Rückverformung handelt es sich somit – wie bereits in Ab-schnitt 6.2.1.3 ausgeführt – um einen Kennwert, der neben der Elastizität entscheidend durch die Bindemittelsteifigkeit beeinflusst wird.

Analyse des MSCRPK90:

Mit dem Ziel einer präziseren Ansprache der Elastizität – in Abgrenzung zu den durch die Bindemittelsteifigkeit verursachten spontanen Rückverformungen – werden die Er-holungsphasen in einer weiteren Modifikation der MSCR-Prüfung um den Faktor 10 von 9 auf 90 Sekunden verlängert (MSCRPK90). Durch diese verlängerten Erholungs-phasen kommen die tatsächlichen elastischen Eigenschaften, die vor allem bei Poly-mermodifizierten Bitumen zu einer deutlichen Rückverformung nach Ablauf der norm-gerechten 9 Sekunden führen (vgl. Abschnitt 2.5.4), stärker zum Tragen. Zudem ver-bessert die längere Erholungsphase sowie die hierdurch zusätzlich gemessenen Da-ten die Erfassung des Be- und vor allem des Entlastungsvorgangs mittels rheologi-scher Modelle.

Auf Basis rheologischer Modellierungen der Messergebnisse der MSCR90PK-Prüfun-gen wird der Versuch unternommen, das elastische Verhalten (in Abgrenzung zu der steifigkeitsbedingten Rückverformung) unter hohen Belastungen gezielt anzuspre-chen. Hierzu werden die maximale Rückverformung bis zum absoluten Spannungsab-bau und die unmittelbar nach Belastungsende zurückgehende Deformation berechnet. Dem Vorgehen liegt der Ansatz zugrunde, dass die Rückverformung aufgrund hoher Bindemittelsteifigkeit zu einem Großteil unmittelbar nach Belastungsende eintritt. Die Rückverformung aufgrund hoher Elastizität findet dagegen zu einem erheblichen Teil erst während einer länger andauernden Entlastungsphase statt.

Die Rückverformung zum Zeitpunkt des absoluten Spannungsabbaus Rτ=0 subtrahiert um die unmittelbar nach Belastungsende auftretende Rückverformung Rt=0 stellt somit eine Näherung an die Rückverformung aufgrund der Bindemittelelastizität dar. Die so


berechnete Rückverformung bezogen auf die maximale Deformation am Belastungs-ende γmax wird nach folgender Gleichung als Elastizitätskennwert R(∞) für die Elasti-zität bei hohen Belastungen definiert (Abbildung 6-25):

R(∞)=Rτ=0 - Rt=0

γmax ∙100 (Gleichung 6.25)

mit: R(∞) Elastizitätskennwert [%] Rτ=0 Rückverformung nach absolutem Spannungsabbau [-] Rt=0 Rückverformung unmittelbar nach Belastungsende [-] γmax Maximale Deformation am Belastungsende [-]

Abbildung 6-25: Definition der Rückverformungen bzw. Deformation zur Bestimmung des

Elastizitätskennwerts R(∞)

Als Ansatz zur Erfassung der durch die verlängerten Erholungsphasen modifizierten MSCRPK90-Prüfung mittels rheologischer Modelle dient das Burgers-Modell (siehe Ab-bildung 6-17). Wie bereits bei der Wahl adäquater rheologischer Modelle in den voran-gegangenen Abschnitten, beruht die Wahl des Modells neben der Übertragung der mechanischen Abläufe auf das Modell, auf der Präzision der Anpassung des Modells an die gemessenen Ergebnisse.

Bei der Übertragung der Kriechversuche zur Bestimmung der Null-Scherviskosität auf das Burgers-Modell wurde ausgeführt, dass dieses Modell die verschiedenen Pro-zesse bei der Belastung bitumenhaltiger Bindemittel bei Kriech- und Kriecherholungs-vorgängen im hohen Gebrauchstemperaturbereich präzise erfasst. Die Feder deckt die unmittelbar bei Belastungsbeginn auftretenden Deformationen ab, das Kelvin-Voigt-Modell erfasst die verzögert-elastischen Deformationen und der Dämpfer die vis-kosen Verformungsanteile. In der Entlastungsphase übernehmen die Elemente die da-raus folgenden Prozesse: Die Feder bewirkt eine unmittelbare Rückverformung, das


Kelvin-Voigt-Modell eine verzögert-elastische Rückverformung und der Dämpfer bleibt in seiner deformierten Position und verursacht so eine dauerhafte Verformung. In dem hier im Detail zu betrachtenden Entlastungsfall verursacht somit nur das Kelvin-Voigt-Modell zeitabhängige Rückverformungsprozesse. Da die Analyse der Bindemittelrhe-ologie bei kalten Temperaturen in Abschnitt 6.1.3.3 bereits zeigt, dass das komplexe Materialverhalten bitumenhaltiger Bindemittel mit einem zeitabhängigen Element oft nicht präzise erfasst werden kann, wird hier neben dem Burgers-Modell, ein um ein zweites Kelvin-Voigt-Modell erweitertes, Burgers-Modell erprobt (Abbildung 6-26). Die mathematische Erfassung erfolgt für die Be- und die Entlastung nach den Gleichungen 6.26 und 6.27 (bei dem Burgers-Modell entfallen die Terme mit den Indices „3“).

Zur Erfassung der Belastungsphasen des erweiterten Burgers-Modells wurde die in Abschnitt 6.2.1.2 angegebene Gleichung um einen Term für das zusätzliche Kelvin-Voigt-Modell ergänzt.

Die Entlastungsphase beginnt mit der messtechnisch erfassten maximalen Deforma-tion. Hiervon wird nach Gleichung 6.27 im Moment der Entlastung die spontan-elasti-sche Deformation der Hookeschen Feder subtrahiert. Die durch die Kelvin-Voigt-Mo-delle ausgedrückten verzögert-elastischen Verformungsanteile werden in der Entlas-tungsphase ebenfalls durch die der Belastungsphase entsprechenden Terme berück-sichtigt. Auch diese werden von der maximalen Deformation subtrahiert. Der Dämpfer ist in der Entlastungsphase ohne Wirkung und wird in der mathematischen Erfassung nicht berücksichtigt.

Belastungsphase des erweiterten Burgers-Modells:

γt = τG1

+ τG2

∙

⎝

⎛1 - e� -tη2G2

�

⎠

⎞ + τG3

∙

⎝

⎛1 - e� -tη3G3

�

⎠

⎞ + τ∙tη1

(Gleichung 6.26)

Entlastungsphase des erweiterten Burgers-Modells [MEZGER, 2010]:

γt = γmax - τG1

- τG2

∙ �1 - e-tη2G2� - τ

G3 ∙ �1 - e

-tη3G3� (Gleichung 6.27)

mit: γt Deformation zum Zeitpunkt t [-] τ Scherspannung [kPa] γmax Maximale Deformation bei Entlastungsbeginn [-]

t Belastungszeit [s] G1 Federkonstante der einzelnen Feder [kPa] η1 Dämpferkonstante des einzelnen Dämpfers [kPa s] G2/3 / η2/3 Feder-/Dämpferkonstanten der Kelvin-Voigt-Modelle [kPa]


Abbildung 6-26: Erweitertes Burgers-Modell

Wie bereits in den vorangegangenen Abschnitten erfolgt die Anpassung der Feder- und Dämpferkonstanten bzw. der Retardationszeiten auf der Minimierung der Fehler-quadrate der Abweichungen zwischen den gemessenen und berechneten Werten. Da in der Belastungsphase 10 Messpunkte und in der Entlastungsphase 200 Messpunkte erfasst wurden, wird durch die Minimierung der Fehlerquadrate aller Messpunkte vor allem der Funktionsverlauf in der Entlastungsphase präzise erfasst. Dies entspricht auch den Anforderungen an die Anpassung, da die Erfassung der Entlastungsphase das Hauptaugenmerk der Analyse der elastischen Rückverformung darstellt.

In Tabelle 6-12 sind die Feder- und Dämpferkonstanten sowie die Retardationszeiten der erweiterten Burgers-Modelle zusammengefasst. Zudem sind die durchschnittli-chen Abweichungen der berechneten, auf die Messergebnisse bezogenen Punkte für das Burgers- und das erweiterte Burgers-Modell angegeben. Die Feder- und Dämp-ferkonstanten sowie die Retardationszeiten der einfachen Burgers-Modelle sind ebenso wie die grafischen Darstellungen der gemessenen und berechneten Kriech- und Kriecherholungsprozesse der einfachen und der erweiterten Burgers-Modelle den Tabellen 56 und 57 des Anhangs E zu entnehmen.

In Tabelle 6-13 sind an dem Beispiel der Variante PmB H die gemessenen Funktions-verläufe und deren Erfassung mittels Burgers-Modell bzw. erweitertem Burgers-Modell abgebildet.

Bei den frischen unmodifizierten Bitumen und dem 50/70RTFOT beträgt die Retardati-onszeit des zusätzlichen Kelvin-Voigt-Modells näherungsweise 0 Sekunden. Das oh-nehin nur minimale elastische Potenzial kann bei diesen Bindemitteln durch ein einfa-ches Burgers-Modell bereits sehr gut erfasst werden. Drei der sieben genannten Vari-anten weisen selbst bei dem ersten Kelvin-Voigt-Modell eine minimale Retardations-zeit auf. Bei diesen Proben ist praktisch kein verzögert-elastisches Materialverhalten festzustellen, während die vier anderen Proben ein minimales verzögert-elastisches Materialverhalten zeigen.


Tabelle 6-12: Parameter und Bestimmtheit der Erfassung der Erholungsphase im erweiterten Burgers-Modell

Probe G1 kPa

η1 kPa s

G2 kPa

η2 kPa s

Λ2 s

G3 kPa

η3 kPa s

Λ3 s

Durchschnittli-che

Abweichung [%]

Bur-gers-

Modell

Erweit. Bur-gers-

Modell 20/30A 84,6 1,61 42,6 168 3,94 79,3 0,008 0,0001 0,12 0,12

30/45A 73,7 0,98 51,6 134 2,60 66,5 0,007 0,0001 0,05 0,05

50/70A 81,9 0,37 105 0,01 0,0001 92,5 0,009 0,0001 1,05 1,05

50/70B 167 0,34 62,4 81,4 1,30 157 0,016 0,0001 0,02 0,02

50/70C 83,8 0,29 579 0,06 0,0001 438 0,04 0,0001 0,05 0,05

70/100A 214 0,28 45,1 135 3,00 279 0,028 0,0001 0,04 0,04

50/70RTFOT 63,6 1,13 53,1 0,005 0,0001 37,2 0,004 0,0001 0,59 0,59

50/70PAV 64,3 12,5 43,1 451 10,5 58,6 11,4 0,19 2,26 0,99

50/70SBS 30,9 1,28 22,0 755 34,4 10,1 32,4 3,20 2,21 1,31

PmB 28,0 1,07 6,88 308 44,7 5,67 23,6 4,17 3,33 1,45

PmB H 16,4 0,71 4,02 154 38,3 2,37 9,09 3,83 5,56 2,05

50/70GG 54,1 2,12 6,64 45,1 6,79 80,4 0,01 0,0001 7,95 7,95

50/70FT 71,1 1,51 21,9 732 33,4 11,9 44,3 3,73 1,47 0,43

50/70Amid 72,9 0,86 24,1 827 34,3 15,3 52,3 3,42 0,85 0,32

50/70Montan 136 0,58 51,0 1536 30,1 16,0 41,0 2,56 0,42 0,40

50/70SBS/FT 49,4 3,62 12,6 487 38,6 9,79 43,7 4,46 6,16 1,44

Mittelwert 2,13 1,12

Das Verhalten des Gummimodifizierten Bitumens, das generell die größten Abwei-chungen zwischen gemessenem und berechnetem Funktionsverlauf zeigt, ist eben-falls mittels Burgers- und erweitertem Burgers-Modell gleich präzise zu erfassen. Die Funktionsverläufe der weiteren modifizierten Bitumen sowie des unmodifizierten, auf-grund der Alterung bei 60 °C noch sehr steifen 50/70PAV, sind dagegen durch das er-weiterte Burgers-Modell detaillierter zu beschreiben.

144 Kapitel 6: Auswertung Tabelle 6-13: Gleichungen und Abbildungen zur Erfassung der Erholungsphase der MSCRPK90-Prü-

fungen bei 60 °C mit rheologischen Modellen (hier beispielhaft für die Probe PmB H)

Probe Gleichung

Abbildung

PmB H

(Burgers- Modell)

γt = γmax - τ

11,2 -

τ1,71

∙ �1 - e-t

8,86�

PmB H

(erweitertes Burgers- Modell)

γt = γmax - τ

16,4-

τ4,02

∙ �1 - e�-t

38,8�� - τ

2,37 ∙ �1 - e�

-t3,83��

0,0

1,0

2,0

3,0

4,0

5,0

6,0

0 20 40 60 80 100

Def

orm

atio

n [-]

Zeit [s]

Gemessene WerteBerechnete Werte (Burgers Modell)

0,0

1,0

2,0

3,0

4,0

5,0

6,0

0 20 40 60 80 100

Def

orm

atio

n [-]

Zeit [s]

Gemessene WerteBerechnete Werte (erweitertes Burgers Modell)


Die abweichenden Retardationszeiten der beiden Kelvin-Voigt-Modelle zeigen, dass das komplexe Verhalten der modifizierten Bitumen und des 50/70PAV mit einem zeit-abhängig wirkenden rheologischen Element alleine nur unzureichend beschrieben werden kann. Die durchschnittlichen Abweichungen zwischen gemessenen und be-rechneten Deformationen beim Burgers- und erweiterten Burgers-Modell weisen zwar keine großen Unterschiede auf; die Mittelwerte der durchschnittlichen Abweichungen aller Bindemittel betragen 2,13 % bei dem Burgers und 1,12 % bei dem erweiterten Burgers-Modell. Dennoch ist der Rückverformungsprozess mit dem erweiterten Bur-gers-Modell mit einer höheren Genauigkeit zu analysieren, wie das Beispiel des PmB H in Tabelle 6-13 zeigt. Bei der im Folgenden berechneten maximalen Rückverfor-mung bis zum totalen Spannungsabbau hat die stärkere Neigung des Funktionsver-laufs der mittels Burgers-Modell berechneten Deformation (siehe Tabelle 6-13 zwi-schen t = 40 Sekunden und dem Ende der Messungen bei t = 90 Sekunden) einen signifikanten Einfluss auf die Ergebnisse. Aus diesem Grund wird das erweiterte Bur-gers-Modell für die folgenden Analysen angewendet.

Die aus den erweiterten Burgers-Modellen berechneten Rückverformungen R(∞) zwi-schen der unmittelbar am Belastungsende auftretenden spontan-elastischen Rückver-formung und der maximalen Rückverformung nach dem vollständigen Spannungsab-bau (theoretisch t = ∞) sind in Abbildung 6-27 dargestellt. Hieraus lassen sich folgende Erkenntnisse zusammenfassen:

• Die frischen und das RTFOT-gealterte unmodifizierte Bitumen weisen sehr ge-ringe, mit zunehmender Bindemittelhärte leicht ansteigende Elastizitätskenn-werte R(∞) auf.

• Die Elastizitätskennwerte R(∞) der wachsmodifizierten Bitumen sind mit durch-schnittlich 10,7 % verglichen mit den vorgenannten Bitumen höher, aber weit-aus geringer als die Elastizitätskennwerte R(∞) der Polymermodifizierten und des Gummimodifizierten (aufgrund der abweichenden Messgeometrie bei dem 50/70GG wird hierauf nicht näher eingegangen) Bitumens.

• Die Polymermodifizierten Bitumen weisen ihrerseits deutliche Unterschiede mit dem niedrigsten Elastizitätskennwert R(∞) bei dem 50/70SBS und dem höchsten Elastizitätskennwert bei dem PmB H auf.

• Im Gegensatz zu den zuvor beschriebenen Varianten weist das 50/70PAV mit 35,2 % einen nicht dem Charakter (hohe Steifigkeit aber keine elastifizierenden Anteile) dieses Bitumens entsprechenden Elastizitätskennwert R(∞) vergleich-bar mit dem der Probe PmB auf.

• Der Elastizitätskennwert R(∞) des 50/70SBS/FT war aufgrund der Mehrfachmodifi-kation mit SBS-Polymeren und FT-Wachs relativ hoch zu erwarten. Der sehr


hohe Elastizitätskennwert R(∞) von 58,1 % ist jedoch nicht alleine durch die Elas-tizität zu erklären (vgl. 50/70SBS mit R(∞) = 17,3 %). Bedingt durch die hohe Stei-figkeit ist das 50/70SBS/FT für die Zusammensetzung des Bindemittels somit ebenfalls als außergewöhnlich hoch zu bewerten.

Abbildung 6-27: Elastizitätskennwert R(∞) der untersuchten Bindemittel

Die Analysen zum elastischen Verhalten bei hohen Belastungen und hohen Gebrauch-stemperaturen münden zusammenfassend in der Feststellung, dass die hier definier-ten Elastizitätskennwerte R(∞) gezielter die tatsächliche Elastizität ansprechen, als die regelwerkskonforme Rückverformung. Eine reine Ansprache des elasti-schen Verhaltens bedarf jedoch weiterer Forschung.

Eine Möglichkeit zur Bestimmung des elastischen Potenzials ist durch die Variation der Messtemperatur gegeben. Durch Untersuchungen beispielswese bei der Äquistei-figkeitstemperatur EG*15kPaT (vgl. Abschnitt 6.2.1.1) wäre die Bindemittelsteifigkeit als Einflussgröße auf die Rückstellung zu beseitigen.

6.2.2.2 Bindemittelanalyse durch Oszillationsversuche außerhalb des LVE-Bereichs

Die Analyse der Bindemittelsteifigkeit außerhalb des LVE-Bereichs erfolgt anhand von Oszillations-Tests bei hohen Deformationen bzw. Scherspannungen, den LAOS-Tests (Large Amplitude Oscillatory Shear). Diese Untersuchungen wurden entweder durch Amplituden-Tests mit kontinuierlich ansteigender Deformation (Bestimmung von Stress-Viscosity-Factor und der Grenze des LVE-Bereichs) oder durch Oszillations-Tests bei hohen, konstanten Deformationen bzw. Scherspannungen (Bestimmung der komplexen Schermoduln bei 5 kPa Scherspannung und der Lissajous-Figuren) durch-geführt.

5,53

3,26

0,73

0,75

0,46

0,71

4,78

35,2

17,3

32,4

43,5

31,9

18,4

8,93

4,62

58,1

0

10

20

30

40

50

60

Elas

tizitä

tske

nnw

ert R

(∞)[%

]


Bei der Analyse des Steifigkeitsabbaus auf 70 bzw. 85 % der komplexen Viskosität im LVE-Bereich liefern die beiden Stress-Viscosity-Faktoren SVF70 bzw. SVF85 bei den einzelnen Bindemitteln zwar unterschiedliche, in der Relation zueinander aber ver-gleichbare Erkenntnisse (Abbildung 6-28).

Abbildung 6-28: Stress-Viscosity-Faktoren bei 70 bzw. 85 % der komplexen Viskosität im LVE-Be-

reich, jeweils bei 60 °C

Die Ergebnisse zu den Stress-Viscosity-Faktoren lassen sich wie folgt zusammenfas-sen:

• Die Stress-Viscosity-Faktoren nehmen bei den unmodifizierten Bitumen mit ab-nehmender Bitumenhärte kontinuierlich ab.

• Die Modifizierung des 50/70A mit additiviertem Gummimehl hat praktisch keinen Einfluss auf die Stress-Viscosity-Faktoren. Dabei ist einschränkend festzustel-len, dass die aufgrund der Gummipartikel verwendete Platte-Platte-Messgeo-metrie die Ergebnisse beeinflusst (vgl. Abschnitt 2.3.3).

• Ebenfalls bezogen auf das Basisbitumen 50/70A bewirkt die Modifizierung mit 3 M.-% SBS einen deutlichen Anstieg der Stress-Viscosity-Faktoren auf etwa das Sechsfache (SVF70) bzw. Dreifache (SVF85).

• Die gebrauchsfertigen Polymermodifizierten Bitumen weisen verglichen mit dem 50/70SBS niedrigere Stress-Viscosity-Faktoren auf. Vor allem das PmB H liegt mit Werten von 1,5 kPa2s bzw. 0,6 kPa2s etwa auf dem Niveau des unmo-difizierten 70/100A.

• Ähnlich niedrige Stress-Viscosity-Faktoren wurden bei den wachsmodifizierten Bitumen und dem mehrfach modifizierten 50/70SBS/FT bestimmt. Die Mittelwerte dieser Bindemittel betragen 1,6 kPa2s (SVF70) bzw. 0,7 kPa2s (SVF85).

41,1

17,3

4,2

3,4 4,

9

1,2

19,9

179,

0

26,7

13,6

1,5

4,6

2,9

0,6 1,

1 1,8

11,0

4,9

2,8

2,9 4,

2

1,1

7,7

108,

7

7,6

5,7

0,6

2,5

1,2

0,3 0,

5 0,7

0,1

1

10

100

1000

Stre

ss V

isco

sity

Fac

tor S

VF70

bzw

. SVF

85be

i 60

°C [k

Pa2 s

]

SVF70 SVF85


Ursächlich für die niedrigen Stress-Viscosity-Faktoren der letztgenannten Bindemittel ist deren bereits bei geringer Belastung einsetzender Steifigkeitsabbau. So weisen vor allem die wachsmodifizierten Bindemittel sehr niedrige Spannungs- bzw. Deforma-tionsobergrenzen des LVE-Bereichs auf (Abbildung 6-29). Als Konsequenz dieser niedrigen LVE-Grenzen sind die Produkte aus dynamischer Viskosität und Scherspan-nung, also die Stress-Viscosity-Faktoren, sehr gering.

Ein Hinweis auf eine schlechtere Verformungsbeständigkeit kann aus den Stress-Viscosity-Faktoren nicht abgeleitet werden, da diese nicht die Steifigkeit bei hoher Belastung berücksichtigen. Zudem widerspricht die Analyse auf Basis der Stress-Viscosity-Faktoren bei den Polymer- und wachsmodifizierten Bitumen signifi-kant den Praxiserfahrungen, sodass die Ansprache des Verformungswiderstandes an-hand der Stress-Viscosity-Faktoren – zumindest in der durchgeführten Form – verwor-fen wird.

Abbildung 6-29: Deformation bzw. Scherspannung bei Erreichen der LVE-Grenze, jeweils bei 60 °C

Im Vergleich zu den unmodifizierten Bitumen wird die Grenze des LVE-Bereichs bei den meisten modifizierten Bitumen bei wesentlich geringeren Deformationen und trotz der zumeist höheren Steifigkeiten, auch bei teils deutlich geringeren Scherspannun-gen erreicht (Abbildung 6-29). Während die Grenzen des LVE-Bereichs der Varianten 50/70SBS und PmB noch mit denen der unmodifizierten Bitumen vergleichbar sind, be-tragen die Scherspannungen der wachs-, mehrfach- und höher Polymermodifizierten Bitumen beim Erreichen der LVE-Grenze durchschnittlich etwa ein Zwanzigstel der bei den unmodifizierten Bitumen im Mittel gemessenen Scherspannungen.

36

73

176

176

88

210

88

11

36

57

7,7 9,2

0,4

0,4 0,

6

0,4

4,0 4,9 5,8

5,2

3,1 3,7 6,

9

7,3

3,1 4,

0

0,55 0,

78

0,15

0,06 0,

10

0,09

0,01

0,1

1

10

100

0

1

10

100

1000

Sche

rspa

nnun

g be

i LV

E-G

renz

e, 6

0 °C

[kPa

]

Def

orm

atio

n be

i LV

E-G

renz

e, 6

0 °C

[%]

Deformation bei LVE-Grenze [%] Scherspannung bei LVE-Grenze [kPa]


Die weitaus niedrigeren Grenzen des LVE-Bereichs sind jedoch nicht zwangs-läufig mit einer niedrigeren Verformungsbeständigkeit bei hohen Beanspru-chungen gleichzusetzen. Hierfür ist die Ausprägung des Spannungsabbaus ent-scheidend. Um diese Ausprägung des Spannungsabbaus zu analysieren, wurden die komplexen Schermoduln bei einer konstant hohen Belastung bestimmt (LAOS5kPa). Die hierzu gewählte Scherspannung von 5 kPa entspricht bei den unmodifizierten Bi-tumen etwa deren Obergrenze des LVE-Bereichs, während die modifizierten Bitumen bei dieser Scherspannung die LVE-Grenze teils bereits deutlich überschritten haben.

Die LASO5kPa-Untersuchungen wurden jeweils als Doppelbestimmung durchgeführt. Hierbei sind die Abweichungen bei den unmodifizierten Bitumen einschließlich der ge-alterten Varianten mit durchschnittlich 3,8 % (siehe Tabelle 51 des Anhangs D) gering. Die Polymermodifizierten Bitumen (durchschnittliche Abweichung 8,1 %) und vor allem die wachsmodifizierten Bitumen (durchschnittliche Abweichung 12,8 %) weisen dage-gen relativ große Unterschiede zwischen den einzelnen Messungen auf. Aufgrund der deutlichen Differenzen zwischen den verschiedenen Varianten stellen die komplexen Schermoduln der LAOS5kPa-Untersuchungen dennoch charakteristische Kennwerte für das Materialverhalten unter großen Beanspruchungen dar. Durch die einheitlichen, hohen Beanspruchungen kann so ein einfacher Kennwert für die Bindemittelsteifigkeit unter hohen Belastungen ermittelt werden.

Abbildung 6-30 (oben) ist eine Gegenüberstellung der kompl. Schermoduln im LVE-Bereich bzw. bei der Scherspannung von 5 kPa (LAOS5kPa) zu entnehmen. Für einen quantitativen Vergleich der Bindemittelsteifigkeiten unter jeweils identischen, hohen Belastungen sind in Abbildung 6-30 (unten) die bei einer Scherspannung von 5 kPa gemessenen komplexen Schermoduln in einem Balkendiagramm dargestellt.

Aus den LAOS5kPa-Untersuchungen sind folgende Schlüsse zu ziehen:

• Die unmodifizierten Bitumen weisen bei der Scherspannung von 5 kPa und im LVE-Bereich nahezu identische komplexe Schermoduln auf. Die Steifigkeiten der unmodifizierten Bitumen nehmen folglich auch bei hoher Belastung mit zu-nehmender Bitumenhärte zu. Zur Ansprache möglicher Unterschiede zwischen den unmodifizierten Bitumen wären diese unter höheren Scherspannungen zu untersuchen.

• Die polymermodifizierten Varianten 50/70SBS und PmB haben aufgrund ihrer Obergrenzen des LVE-Bereichs von 3,1 bzw. 4,0 kPa bei der aufgebrachten Scherspannung von 5 kPa etwas geringere komplexe Schermoduln als inner-halb des LVE-Bereichs. Das PmB H weist aufgrund der niedrigeren Grenze des LVE-Bereichs dagegen bei den LAOS5kPa-Prüfungen einen deutlich geringeren komplexen Schermodul auf. Die Steifigkeiten der Polymermodifizierten Bitumen


liegen bei der hohen Belastung zwischen den Steifigkeiten der unmodifizierten Bitumen 30/45A und 50/70A.

• Stark ausgeprägt ist der Unterschied zwischen den komplexen Schermoduln im LVE-Bereich und den komplexen Schermoduln der LAOS5kPa-Untersuchungen bei den wachsmodifizierten Bitumen. Bei diesen bewirken die niedrigen Ober-grenzen des LVE-Bereichs bis zu dem gewählten Belastungsniveau von 5 kPa einen Rückgang der komplexen Schermoduln um 57 bis 85 % des Ausgangs-wertes. Die bei einer Scherspannung von 5 kPa deutlich außerhalb des LVE-Bereichs gemessenen komplexen Schermoduln der wachsmodifizierten Bitu-men liegen zwischen den Steifigkeiten der Bitumen 30/45A und 50/70A.

• In gleichem Maße wirkt die Wachsmodifizierung bei dem 50/70SBS/FT. Mit 7,7 kPa ist dessen komplexer Schermodul durch die Wachsmodifizierung ver-glichen mit dem 50/70SBS um 1,4 kPa gestiegen.

Abbildung 6-30: Oben: Gegenüberstellung der kompl. Schermoduln im LVE-Bereich und bei der

Scherspannung 5 kPa (LAOS5kPa); unten: Kompl. Schermoduln der der LAOS5kPa-Un-tersuchungen, jeweils bei 60 °C

1

10

100

1 10 100

Kom

pl. S

cher

mod

ul b

ei τ

= 5

kPa

bei 6

0 °C

[kPa

]

Kompl. Schermodul im LVE-Bereich bei 60 °C [kPa]


11,3

6,4

3,0

2,9

2,8

1,8

7,1

48,1

6,3

5,8

4,1

8,1

6,2

4,7

4,1

7,7

1

10

100

Kom

pl. S

cher

mod

ul b

ei τ

= 5

kPa

bei 6

0 °C

[kP

a]


Die Ergebnisse der LAOS5kPa-Untersuchungen geben aufgrund der einfachen, direkten Ansprache der Bindemittelrheologie unter LAOS-Bedingungen plau-sible Kennwerte für die Bindemittelsteifigkeit unter hohen Belastungen. Inwie-weit diese Kennwerte einen direkten Bezug zur Asphaltverformung in situ aufweisen, wäre nur durch entsprechende Untersuchungsreihen definitiv festzustellen. Die Er-kenntnisse der Forschung der letzten Jahre geben jedoch Hinweise darauf, dass ein direkter Zusammenhang zwischen der Bindemittelsteifigkeit im Grenzbereich bzw. au-ßerhalb des LVE-Bereichs und der Spurrinnenbildung des Asphalts bestehen (vgl. Ab-schnitt 2.5.4).

Die LAOSLissajous-Untersuchungen liefern im Gegensatz zu den LAOS5kPa-Untersu-chungen keine als Indikator für die Bindemittelsteifigkeit zu quantifizierenden Kenn-werte. Dennoch sind an den Indices S und T (siehe Tabelle 5-11) und anschaulich an den Lissajous-Figuren (Tabelle 6-14 bzw. Tabelle 52 des Anhangs D) grundlegende Erkenntnisse zu den verschiedenen Bindemitteln bzw. Modifizierungen festzustellen. Diese Erkenntnisse verdeutlichen bzw. erklären teilweise die bei der Auswertung der LAOS5kPa-Prüfungen quantitativ erfassten Zusammenhänge.

Bei der Deformation von 1 % ist festzustellen:

• Sämtliche Lissajous-Figuren weisen annähernd eine Ellipsenform auf. Nichtli-neares Verhalten ist somit nicht festzustellen.

• Die unterschiedlichen Formen der Lissajous-Figuren werden durch die unter-schiedlich stark ausgeprägten elastischen Eigenschaften verursacht. Die durch Scherrate und Scherspannung erzeugte Fläche des 50/70A ist aufgrund der mi-nimalen Elastizität sehr klein, während bei den übrigen Varianten aufgrund der Elastizität eine ausgeprägtere Ellipsenform festzustellen ist.

• Bei dem 50/70FT weichen die Formen der Lissajous-Figuren optisch kaum wahr-nehmbar, aber an den von Null abweichenden Indices S und T abzulesen, ge-ringfügig von der Ellipsenform ab (siehe Tabelle 5-11). Dies ist durch die nied-rige Grenze des LVE-Bereichs von 0,4 % bei diesem Bindemittel zu begründen (siehe Abbildung 6-29).

Bei der Deformation von 1.000 % ist festzustellen:

• Die unmodifizierten frischen wie gealterten Bitumen weisen relativ geringe Ab-weichungen von der Ellipsenform auf. Der Index T zur quantitativen Erfassung der nichtlinearen Steifigkeit beträgt im Mittel 0,055 (siehe Tabelle 5-11). In die-sen Bitumen nimmt zwar die Steifigkeit ab, es bestehen aber bei der Messtem-peratur von 60 °C keine Strukturen, die ein nichtlineares Verhalten (nicht sinus-wellenförmige Materialreaktion) erzeugen.


• Das 50/70SBS wie auch die anderen Polymermodifizierten Bitumen (siehe Ta-belle 5-11 bzw. Tabelle 52 des Anhangs D) weisen optisch und quantitativ an den Indices S (im Mittel 0,333) und T (im Mittel 0,410) ablesbar deutliche Ab-weichungen von den Ellipsenform auf. Offensichtlich sind die Polymerstrukturen auch unter LAOS-Bedingungen noch vernetzt und erzeugen somit eine struktu-relle Nichtlinearität.

• Die wachsmodifizierten Bitumen zeigen geringe Abweichungen von der Ellip-senform. Diese sind mit einem gemittelten Index T von 0,093 (siehe Ta-belle 5-11) zwar stärker als die Abweichungen der unmodifizierten Bitumen, aber deutlich geringer als die Abweichungen der Polymermodifizierten Bitumen. Die primär langkettigen, mit dem Bitumen weniger vernetzten Wachsstrukturen beeinflussen bei derart großen Deformationen das Bindemittelverhalten offen-sichtlich wenig. Vermutlich gleiten sie aneinander vorbei, wodurch kein ausge-prägt nichtlineares Materialverhalten feststellbar ist. Dies erklärt auch den Rück-gang des komplexen Schermoduls unter LAOS-Bedingungen.

• Die Lissajous-Figuren des mehrfachmodifizierten 50/70SBS/FT entsprechen unter großen Deformationen etwa den Lissajous-Figuren der Polymermodifizierten Bitumen. Da die Wachsstrukturen – wie zuvor geschildert – bei großen Defor-mationen eine geringe Wirkung haben, ist die SBS-Modifizierung unter diesen Bedingungen dominant (im Gegensatz zu dem Materialverhalten im LVE-Be-reich, siehe Black-Diagramme in Abschnitt 6.3.2).

Die zuvor geschilderten signifikanten Unterschiede zwischen den Lissajous-Figuren Polymer- und wachsmodifizierter Bitumen zeigen, dass durch diese Auswertemethode eine detailliertere Bindemittelanalyse außerhalb des LVE-Bereichs möglich ist. Vor al-lem bezüglich der Modifizierungen sind hierdurch weitergehende, grundlegende Er-kenntnisse zur Bindemittelrheologie – ggf. auch innerhalb des LVE-Bereichs – zu ge-winnen.

Aufgrund des relativ geringen Probenumfangs und der Tatsache, dass die Lissajous-Figuren nur bei einer Temperatur ermittelt wurden, kann deren Nutzen im Rahmen dieser Arbeit nicht abgesichert bewertet werden. Die Auswirkungen der in den Lissa-jous-Figuren ablesbaren Eigenschaften auf die Asphalt-Performance kann im Rahmen dieser Arbeit ebenfalls nicht geklärt werden. Denkbar wäre beispielsweise, dass die Mitwirkung der Polymere dem Bindemittel auch unter hohen Deformationen Stabilität verleiht. Genauso ist eine Zerstörung der Polymerstrukturen und eine damit verbun-dene nachhaltige Schädigung der Polymermodifizierten Bitumen möglich.


Tabelle 6-14: links: Lissajous-Figuren bei 1 % Deformation; rechts:. Lissajous-Figuren bei 1.000 % Deformation (beispielhaft für die Bitumen 50/70A, 50/70PAV, 50/70SBS und 50/70FT)

50/70A

50/70PAV

50/70SBS

50/70FT

-1

-0,8

-0,6

-0,4

-0,2

0

0,2

0,4

0,6

0,8

1

-1 -0,8 -0,6 -0,4 -0,2 0 0,2 0,4 0,6 0,8 1

Sch

ersp

annu

ng (n

orm

iert)

Deformation bzw. Scherrate (normiert)

Deformation / ScherspannungScherrate / Scherspannung

G' GM' GL' S

η' ηM' ηL' T

= ===

= ===

383,3 Pa***

359 Pa s393 Pa s364 Pa s-0,077

* nicht präzisezu quantifizieren

-1

-0,8

-0,6

-0,4

-0,2

0

0,2

0,4

0,6

0,8

1

-1 -0,8 -0,6 -0,4 -0,2 0 0,2 0,4 0,6 0,8 1

Sch

ersp

annu

ng (n

orm

iert)



G' GM' GL' S

η' ηM' ηL' T

= ===

= ===

383,3 Pa***

359 Pa s393 Pa s364 Pa s-0,077


-1

-0,8

-0,6

-0,4

-0,2

0

0,2

0,4

0,6

0,8

1

-1 -0,8 -0,6 -0,4 -0,2 0 0,2 0,4 0,6 0,8 1

Sch

ersp

annu

ng (n

orm

iert)



G' GM' GL' S

η' ηM' ηL' T

= ===

= ===

27.939 Pa28.706 Pa30.669 Pa0,064

5.992 Pa s6.115 Pa s5.987 Pa s-0,021

-1

-0,8

-0,6

-0,4

-0,2

0

0,2

0,4

0,6

0,8

1

-1 -0,8 -0,6 -0,4 -0,2 0 0,2 0,4 0,6 0,8 1

Sch

ersp

annu

ng (n

orm

iert)



G' GM' GL' S

η' ηM' ηL' T

= ===

= ===

3.715 Pa***

2.898 Pa s2.866 Pa s3.020 Pa s0,051


-1

-0,8

-0,6

-0,4

-0,2

0

0,2

0,4

0,6

0,8

1

-1 -0,8 -0,6 -0,4 -0,2 0 0,2 0,4 0,6 0,8 1

Sch

ersp

annu

ng (n

orm

iert)



G' GM' GL' S

η' ηM' ηL' T

= ===

= ===

2.581 Pa2.402 Pa2.283 Pa-0,052

866 Pa s843 Pa s876 Pa s0,037

-1

-0,8

-0,6

-0,4

-0,2

0

0,2

0,4

0,6

0,8

1

-1 -0,8 -0,6 -0,4 -0,2 0 0,2 0,4 0,6 0,8 1

Sch

ersp

annu

ng (n

orm

iert)



G' GM' GL' S

η' ηM' ηL' T

= ===

= ===

2.098 Pa1.507 Pa1.806 Pa0,165

538 Pa s613 Pa s462 Pa s-0,327

-1

-0,8

-0,6

-0,4

-0,2

0

0,2

0,4

0,6

0,8

1

-1 -0,8 -0,6 -0,4 -0,2 0 0,2 0,4 0,6 0,8 1

Sche

rspa

nnun

g (n

orm

iert)



G' GM' GL' S

η' ηM' ηL' T

= ===

= ===

8.874 Pa7.183 Pa8.152 Pa0,119

2.438 Pa s2.526 Pa s2.429 Pa s-0,040

-1

-0,8

-0,6

-0,4

-0,2

0

0,2

0,4

0,6

0,8

1

-1 -0,8 -0,6 -0,4 -0,2 0 0,2 0,4 0,6 0,8 1

Sche

rspa

nnun

g (n

orm

iert)



G' GM' GL' S

η' ηM' ηL' T

= ===

= ===

31,4 Pa***

157 Pa s162 Pa s150 Pa s-0,079



6.2.3 Zusammenfassende Analyse des Bindemittelverhaltens bei hohen Gebrauchs-temperaturen

Die bereits in Abschnitt 6.2.1 festgestellte unterschiedliche Bewertung der Bindemit-telsteifigkeit bei statischen und dynamischen, normalen und hohen Belastungen hat sich in Abschnitt 6.2.2 bestätigt. Die erprobten Untersuchungsverfahren zeigen unter LAOS-Bedingungen nochmals deutliche Unterschiede zu den durch die genormten Verfahren angesprochenen Eigenschaften. Dabei sind für eine quantitative Bewertung der Bindemittelsteifigkeit unter hohen dynamischen Beanspruchungen nur die komple-xen Schermoduln der LAOS5kPa-Untersuchungen geeignet. Hierdurch wird das kom-plexe Materialverhalten unter LAOS-Bedingungen zwar stark vereinfacht, durch die stets identischen Scherspannungen von 5 kPa sind jedoch einheitliche und damit re-präsentative Kennwerte zu ermitteln. Um die Bindemittel anhand der weitaus komple-xeren Ansprache der Lissajous-Figuren quantitativ und präzise bzgl. ihrer Perfor-mance-Eigenschaften bewerten zu können, bedarf es weiterer Forschung.

Die erweiterte Analyse des Rückverformungsverhaltens anhand der MSCRPK90-Prü-fung hat eine alternativ Möglichkeit zur Bindemittelansprache gezeigt. Durch die Elas-tizitätskennwerte R(∞) wird das elastische Potenzial der Bindemittel unter hohen Bean-spruchungen direkt angesprochen. Dies stellt einen Ansatz zur quantitativen Aufteilung der Rückverformung in deren elastizitäts- (verzögert-elastisch) und steifigkeitsbe-dingte (spontan-elastisch) Anteile dar. Die ausschließliche Ansprache der Elastizität bedarf jedoch weiterer Forschung.

6.2.3.1 Kriterien zur Bewertung der Bindemittel

Aufgrund der sehr unterschiedlichen Bewertung unter den verschiedenen Belastungs-zuständen muss eine zusammenfassende Analyse des Bindemittelverhaltens bei ho-hen Gebrauchstemperaturen die verschiedenen Belastungsarten berücksichtigen. Die Analyse im Rahmen dieser Arbeit beruht somit auf den folgenden fünf, bei einer Prüf-temperatur von 60 °C ermittelten Kenngrößen, von denen drei die Bindemittelsteifig-keit und zwei das elastische Verhalten charakterisieren:

• Bindemittelsteifigkeit o Null-Scherviskosität o Komplexer Schermodul unter SAOS-Bedingungen (im LVE-Bereich) o Komplexer Schermodul unter definierten LAOS-Bedingungen

(LAOS5kPa) • Elastisches Verhalten

o Phasenwinkel unter SAOS-Bedingungen (im LVE-Bereich) o Elastizitätskennwert R(∞) bei hohen Belastungen


Die Null-Scherviskosität stellt einen physikalisch eindeutig zu ermittelnden Kennwert für die Bindemittelsteifigkeit unter statischen Belastungen dar. Der komplexe Scher-modul unter SAOS-Bedingungen gibt einen physikalisch eindeutig definierten Kenn-wert an, der die Bindemittelsteifigkeit im LVE-Bereich des jeweiligen Bindemittels cha-rakterisiert. Der komplexe Schermodul unter LAOS-Bedingungen, die hier mit der Scherspannung von 5 kPa definiert sind, kann innerhalb oder außerhalb des LVE-Be-reichs des jeweiligen Bindemittels liegen. Damit handelt es sich um keinen physika-lisch eindeutig definierten Kennwert. Durch die einheitliche Scherbeanspruchung ist dies jedoch ein Kennwert, der die Bindemittelsteifigkeit unter stets identischen, sehr hohen Belastungen kennzeichnet.

Wie der komplexe Schermodul stellt auch der Phasenwinkel unter SAOS-Bedingungen einen physikalisch eindeutigen Kennwert dar. Dieser charakterisiert das elastische Verhalten, das das Bindemittel im LVE-Bereich aufweist. Der Elastizitätskennwert R(∞) charakterisiert das elastische Verhalten unter hohen, ggf. außerhalb des LVE-Bereichs liegenden Beanspruchungen. Er quantifiziert die auf die maximale Deformation bezo-gene Rückverformung, die nach der spontan-elastischen Rückverformung bis zum vollständigen Spannungsabbau auftritt.

Bei den fünf zur Bewertung herangezogenen Größen handelt es sich um eine dynami-sche Viskosität, zwei komplexe Schermoduln, einen Phasenwinkel und einen Verhält-niswert. Um diese Größen gemeinsam zu erfassen, erfolgt eine Normierung analog zu der in Abschnitt 6.1.4.2 beschriebenen Vorgehensweise. Hierdurch werden den ein-zelnen Kriterien Punkte zugeordnet, wobei 0 Punkte dem schlechtesten und 100 Punkte dem besten Materialverhalten der 16 untersuchten Bindemittel entspricht. Die Punktezahl der übrigen Varianten wird jeweils durch eine im Fall der Kennwerte für das elastische Verhalten lineare bzw. im Fall der Steifigkeitskennwerte logarithmi-sche Interpolation zwischen den besten und den schlechtesten Bindemitteln berech-net. Die jeweils beste Bewertung von 100 Punkten erhalten die Bindemittel mit den höchsten Steifigkeiten bzw. den am stärksten ausgeprägten elastischen Eigenschaf-ten. Hohe Steifigkeiten und elastische Eigenschaften bewirken prinzipiell die im As-phaltstraßenbau angestrebten Performance-Eigenschaften der geringen Verformun-gen (Spurrinnenbildung) bei hohen Gebrauchstemperaturen.

Wie bereits in Abschnitt 6.1.4.2 für das Punktesystem zur Bewertung des Kälteverhal-tens ausgeführt, ist auch das Punktesystem zur Bewertung des Verhaltes bei hohen Gebrauchstemperaturen für die im Rahmen dieser Arbeit untersuchten Bindemittel aufgestellt. Eine Übertragung auf andere Bindemittel ist daher bei Bedarf zu überprü-fen.


Abbildung 6-31: Netzdiagramme zur Bewertung des Verhaltens bei hohen Gebrauchstemperaturen

anhand der Steifigkeit (ZSV, G* bei SAOS und LAOS) und des elastischen Verhaltens (δ bei SAOS, R(∞))

Null-Scherviskosität

Kompl.Schermodul bei

SAOS


LAOS

Phasenwinkel beiSAOS

Elastizitätskenn-wert R∞

20/30A 30/45A50/70A 50/70B50/70C 70/100A50/70RTFOT 50/70PAV



SAOS


LAOS



50/70A 50/70SBS

PmB PmB H

50/70GG



SAOS


LAOS



50/70A 50/70FT50/70Amid 50/70Montan50/70SBS/FT


In Abbildung 6-31 sind die fünf zuvor beschriebenen Kenngrößen der 16 untersuchten Bindemittel in Netzdiagrammen und in Abbildung 6-32 in Form von Balkendiagrammen dargestellt. Ergänzend sind in Abbildung 6-32 für jedes Bindemittel die Mittelwerte der fünf Kriterien angegeben. Der so definierte Wärme-Deformations-Index WDI dient äquivalent zu dem in Abschnitt 6.1.4 eingeführten Kälte-Empfindlichkeits-Index KEI trotz teilweise deutlich unterschiedlicher Einzelwerte einer zusammenfassenden, mit einer Zahl quantifizierenden Bewertung der Bindemitteleigenschaften bei hohen Ge-brauchstemperaturen. Für eine detaillierte Analyse der Bindemitteleigenschaften bei hohen Gebrauchstemperaturen wird in Abschnitt 6.2.3.2 auf die unterschiedlichen Kennwerte zurückgegriffen.

Abbildung 6-32: Bewertung des Verhaltens bei hohen Gebrauchstemperaturen anhand der Steifigkeit,

des elastischen Verhaltens und des Wärme-Deformations-Index WDI

6.2.3.2 Bewertung der Bindemittel bei hohen Gebrauchstemperaturen

Unabhängig vom Belastungszustand nimmt die Bindemittelsteifigkeit und die selbst bei dem 20/30A nur in geringem Maße feststellbare Elastizität der frischen unmodifizierten Bitumen bei abnehmender Bindemittelhärte kontinuierlich ab. Verglichen mit den modifizierten Bitumen ist vor allem die Verformungsbeständigkeit gegenüber statischen Belastungen gering. Die Fließfähigkeit bei hohen Temperaturen bewirkt bei den unmodifizierten Bitumen eine kontinuierliche Zunahme der Deformati-onen. Die Gesamtbewertung des Materialverhaltens bei hohen Gebrauchstemperatu-ren – quantifiziert durch den WDI – nimmt somit ebenfalls kontinuierlich ab. Dabei liegt selbst der WDI des 20/30A mit 29,7 unter den WDI sämtlicher modifizierter Bitumen.

Die Materialeigenschaften des kurzzeitgealterten 50/70RTFOT bei hohen Gebrauchs-temperaturen liegen mit einem WDI von 25,5 zwischen den Materialeigenschaften der

29,721,6

9,5 7,0 7,60,1

25,5

73,6

35,7 37,6

49,843,9

60,9 58,8

44,6

76,3

0102030405060708090

100

Null-Scherviskosität Kompl. Schermodul bei SAOS Kompl. Schermodul bei LAOSPhasenwinkel bei SAOS Elastizitätskennwert R∞ WDI


frischen 20/30A und 30/45A. Dabei wurden bei dem 50/70RTFOT tendenziell gering-fügig stärker ausgeprägte elastische Eigenschaften und eine etwas geringere Steifigkeit festgestellt. Auf diesen Trend wird in Abschnitt 6.3.1 näher eingegangen.

Aufgrund der extremen alterungsbedingten Verhärtung weist das kurz- und langzeit-gealterte 50/70PAV im Vergleich aller 16 untersuchten Bindemittel die größte Steifigkeit bei normalen und hohen Belastungen auf. Durch die Zusätze ist die Verformungsbe-ständigkeit im Ruhezustand bei den modifizierten Bitumen jedoch vergleichbar bzw. in einigen Fällen deutlich höher. Die festgestellte Elastizität des 50/70PAV ist sowohl bei normalen als auch bei hohen Belastungen im Vergleich der unmodifizierten Bitumen mit Abstand die höchste. Die durchgeführten Untersuchungen zeigen selbst in der Gruppe der modifizierten Bitumen nur bei dem höher polymermodifizierten PmB H und bei dem mehrfachmodifizierten 50/70SBS/FT in beiden Belastungszuständen höhere elastische Anteile. Die Elastizität, die bei dem 50/70PAV durch die hohe Steifigkeit bei der Messtemperatur von 60 °C verursacht wird, führt somit zu einer „Überschätzung“ dieser Probe (siehe Abschnitt 6.3.3).

Die Verformungsbeständigkeit gegenüber statischer Belastung liegt bei den Polymer-modifizierten Bitumen zwischen dem 20/30A und dem 50/70PAV, wobei die Eigenschaf-ten der Varianten 50/70SBS und PmB dem 20/30A und die Eigenschaften des PmB H dem 50/70PAV nahe kommen. Bei dynamischen Lasten entspricht die Bindemittelstei-figkeit der Polymermodifizierten Bitumen dagegen etwa dem 30/45A. Neben den deut-lich stärker ausgeprägten elastischen Eigenschaften wird durch die Polymere somit vor allem eine verbesserte Verformungsbeständigkeit gegenüber stati-schen Belastungen erreicht. Beides gilt bei dem PmB H in verstärktem Maße. So ist auch die Gesamtbewertung des PmB H mit einem WDI von 49,8 in der Gruppe der Polymermodifizierten Bitumen am höchsten.

Die Bewertung des gummimodifizierten 50/70GG liegt etwa auf dem Niveau der Poly-mermodifizierten Bitumen. Hierauf wird jedoch nicht im Detail eingegangen, da die meisten Untersuchungen dieses Bindemittels aufgrund der Größe der Gummipartikel mit einer anderen Messgeometrie durchgeführt werden mussten, wodurch die Ergeb-nisse nur eingeschränkt vergleichbar sind.

Die Wachsmodifizierungen bewirken einen sehr starken Anstieg des Verfor-mungswiderstands unter statischen Belastungen. Die in dem Temperaturbereich von 60 °C kristallinen Wachsstrukturen verhindern offensichtlich in einem starken Maße das viskose, zu dauerhaften Deformationen führende Fließen. Unter normalen Belastungen und den damit verbundenen geringen Deformationen weisen die wachsmodifizierten Bitumen ebenfalls einen hohen Verformungswiderstand auf. Dieser Verformungswiderstand geht bei sehr großen Deformationen zurück.


Ähnliches gilt für das elastische Verhalten dieser Bindemittel. Unter normalen dynami-schen Belastungen werden Phasenwinkel gemessen, die im Mittel etwa auf dem Ni-veau des PmB H liegen. Das Rückverformungspotenzial unter hohen, außerhalb des LVE-Bereichs dieser Bindemittel liegenden Belastungen ist dagegen geringer. In der Gesamtbewertung des Verhaltens bei hohen Gebrauchstemperaturen sind die Varianten 50/70FT und 50/70Amid mit 60,9 bzw. 58,8 deutlich besser als die Poly-mermodifizierten Bitumen mit durchschnittlich 41,0. Das 50/70Montan, dessen WDI 44,6 beträgt, wird in allen Bereichen etwas schlechter als die beiden anderen wachs-modifizierten Bitumen bewertet.

Das mehrfachmodifizierte 50/70SBS/FT zeigt mit einer Gesamtbewertung von 76,3 das beste Wärmeverhalten aller Bindemittel. Durch die Kombination der Wachse und Polymere ist die Verformungsbeständigkeit bei statischen und normalen dyna-mischen Belastungen sehr hoch. Selbst unter hohen dynamischen Belastungen ist die Steifigkeit noch vergleichsweise hoch. Zudem werden bei diesem Bindemittel die höchsten elastischen Verformungsanteile gemessen.

6.3 Charakterisierung der unterschiedlichen Bindemittel(-modifikationen)

In Abschnitt 6.3 werden die unterschiedlichen Bindemittel und damit vor allem die ver-schiedenen Modifizierungen im Hinblick auf ihre rheologischen Eigenschaften charak-terisiert.

In den Abschnitten 6.3.1 und 6.3.2 wird die allgemeine Bindemittelrheologie analysiert. Anhand von Black-Diagrammen (vgl. Abschnitt 2.3.4) werden die charakteristischen Einflüsse der Alterung und der verschiedenen Modifizierungsarten auf die Bindemittel-rheologie sowie die ursprünglichen Eigenschaften unmodifizierter Bitumen verdeut-licht. Ergänzend wird in Abschnitt 6.3.2 der bei bestimmten wachsmodifizierten Bitu-men auftretende Hysterese-Effekt auf die Bindemittelrheologie bei Erwärmung und Ab-kühlung erläutert.

Aufbauend auf den Erkenntnissen der Abschnitte 6.1 und 6.2 folgt in Abschnitt 6.3.3 eine die im Asphaltstraßenbau maßgebenden Bindemitteleigenschaften – Steifigkeit und Relaxationsverhalten bei Kälte sowie Steifigkeit und Elastizität bei Wärme – zu-sammenfassende Bewertung der Bindemittel bzw. Modifikationen.

6.3.1 Eigenschaften von frischen bzw. gealterten unmodifizierten Straßenbaubitumen

Die Grundlage für die Black-Diagramme der Abbildungen 6.33 und 6.34 bilden die im LVE-Bereich der Bindemittel gemessenen komplexen Schermoduln und Phasenwinkel zwischen -10 und +150 °C (Tabelle A.7 bis A.18 des Anhangs).


In Abbildung 6-33 sind Black-Diagramme der frischen und gealterten unmodifizierten Bitumen für die Prüffrequenzen 0,1 Hz (Abbildung 6-33, oben) bzw. 1,59 Hz (Abbil-dung 6-33, unten) dargestellt. Beide Black-Diagramme sind weitestgehend identisch. Die geringfügigen Unterschiede beruhen auf Messungenauigkeiten, die vor allem durch geringe Schwankungen der Phasenwinkel bei der Prüffrequenz von 0,1 Hz fest-zustellen sind.

Abbildung 6-33: Black-Diagramme der unmodifizierten Bitumen (oben: 0,1 Hz; unten: 1,59 Hz)

Die Eigenschaften der unmodifizierten Bitumen ändern sich mit zunehmender Tempe-ratur und abnehmender Frequenz in gleicher, stetig verlaufender Weise. Hierdurch sind die Wertepaare aus Phasenwinkel und komplexem Schermodul im Black-Dia-gramm stets auf einer kontinuierlich verlaufenden Kurve. Zudem sind die Funktions-verläufe frischer unmodifizierter Bitumen gleicher Provenienz und Herstellung in den

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Phasenwinkel [°]

20/30A 30/45A50/70A 50/70B50/70C 70/100A50/70 RTFOT 50/70 PAV

RTFOT:ca. 4 °

PAV:ca. 10 °

alle:> 80 °

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Phasenwinkel [°]

20/30A 30/45A50/70A 50/70B50/70C 70/100A50/70 RTFOT 50/70 PAV

RTFOT:ca. 3 °

PAV:ca. 9 °

alle:> 80 °


Black-Diagrammen nahezu identisch (siehe Bitumen der Raffinerie A in Abbildung 6-33 oder vgl. beispielsweise [RADENBERG, et al., 2014]).

Die Bindemittelalterung bewirkt eine Verschiebung des Funktionsverlaufs und hat da-mit einen signifikanten Einfluss im Black-Diagramm. Abgesehen von den Bereichen sehr niedriger Phasenwinkel unter 25 ° und dem Bereich des maximalen Phasenwin-kels von 90 °, in dem aufgrund des maximalen Phasenwinkels keine Abweichungen möglich sind, ist ein auf den komplexen Schermodul bezogener Rückgang des Pha-senwinkels festzustellen. Neben der Zunahme der Steifigkeit (vgl. vorangegangene Abschnitte) nimmt folglich die Elastizität durch die Alterung in überproportionalem Maße zu (vgl. Abschnitt 6.2.3.2). Gut erkenn- und damit messbar ist diese grundle-gende Änderung der Bindemittelrheologie im mittleren Steifigkeitsbereich. Die auf den komplexen Schermodul von 100 kPa bezogenen Phasenwinkel nehmen durch die Alterung um mehrere Grad ab. Durch die Kurzzeitalterung ist der auf den kom-plexen Schermodul von 100 kPa bezogene Phasenwinkel bei dem 50/70RTFOT um 3 ° bis 4 ° und durch die Langzeitalterung bei dem 50/70PAV um weitere 6 °, also um ins-gesamt 9 ° bis 10 ° zurückgegangen. Da im Rahmen dieser Arbeit nur eine Probe gealtert wurde, sind die vorangegangenen Ausführungen jedoch nur qualitativ zu wer-ten. Exakte Aussagen zur quantitativen Wirkung der Alterung bedürfen eines weitaus größeren Probenumfangs (vgl. hierzu beispielsweise [RADENBERG, et al., 2014]).

6.3.2 Eigenschaften von Polymer-, Gummi- und wachsmodifizierten Bitumen

In Abbildung 6-34 sind analog zu Abbildung 6-33 die Black-Diagramme der modifizier-ten Bitumen bei einer Prüffrequenz von 0,1 bzw. 1,59 Hz dargestellt.

Die beiden polymermodifizierten Varianten 50/70SBS (in Abbildung 6-34 nicht darge-stellt) und PmB weisen weitestgehend identische Funktionsverläufe im Black-Dia-gramm auf. Bei Phasenwinkeln unter 50 ° sind sie identisch mit den Funktionsverläu-fen der frischen, unmodifizierten Bitumen. Bei Phasenwinkeln größer 50 ° weisen die Funktionen der Polymermodifizierten Bitumen jedoch keinen kontinuierlichen Verlauf auf. Die auf die Phasenwinkel bezogenen komplexen Schermoduln sind durch die Mo-difizierung geringer. Erst bei Erreichen des maximalen Phasenwinkels stimmen die Funktionsverläufe der Polymermodifizierten wieder mit denen der unmodifizierten Bi-tumen überein. Dieser abweichende Funktionsverlauf wird dadurch verursacht, dass die Polymermodifizierten Bitumen selbst bei hohen Temperaturen und/oder niedrigen Frequenzen trotz in diesem Zustand bereits geringer Steifigkeit eine relativ hohe Elas-tizität aufweisen.


Abbildung 6-34: Black-Diagramme der modifizierten Bitumen und des 50/70A als Referenz (oben:

0,1 Hz; unten: 1,59 Hz)

Prinzipiell sind die Funktionsverläufe des PmB H gleichwertig zu den zuvor beschrie-benen. Durch die stärkere Polymerwirkung aufgrund des höheren Modifizierungsgra-des sind die Effekte jedoch deutlicher ausgeprägt. Zudem ist in dem Bereich geringer komplexer Schermoduln von etwa 100 bis 1.000 Pa ein niedrigerer Phasenwinkel bei den Messungen mit 0,1 Hz festzustellen, was bei den Varianten 50/70SBS und PmB in deutlich schwächerer Ausprägung der Fall ist. Analog zu der zunehmenden komplexen Viskosität (vgl. Abschnitt 6.2.1.2) ist ein Rückgang der Phasenwinkel bei abnehmender Frequenz festzustellen.

Bezüglich des 50/70GG sind die Black-Diagramme vor allem in dem Bereich niedriger Bindemittelsteifigkeit wenig aussagekräftig. Bei dem Plattenabstand von 2 mm sind bei

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Phasenwinkel [°]

50/70APmBPmB H50/70 GG50/70 FT50/70 Amid50/70 SBS/FT

Wachsmod. Bit.:20 - 60 ° Polymermod. Bit.:

65 - 80 °

Unmod. Bit.:> 80 °

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0 10 20 30 40 50 60 70 80 90 100

Kom

pl. S

cher

mod

ul [P

a]

Phasenwinkel [°]

50/70A PmBPmB H 50/70 GG50/70 FT 50/70 Amid50/70 Montan

Wachsmod. Bit.:30 - 70 ° Polymermod. Bit.:

65 - 80 °

Unmod. Bit.:> 80 °


dem Gemisch aus niedrigviskosem Bitumen und additiviertem Gummimehl mit den durchgeführten Messungen keine aussagekräftigen, abgesicherten Ergebnisse zu er-zielen.

Die wachsmodifizierten Bitumen und das 50/70SBS/FT, in dem bei der Betrachtung der Black-Diagramme im Gegensatz zu den Lissajous-Figuren (vgl. Abschnitt 6.2.2.2) die Wachsmodifizierung dominant ist, weisen bei den unterschiedlichen Frequenzen un-terschiedliche Funktionsverläufe auf. Bei der Prüffrequenz von 1,59 Hz ähneln die Funktionsverläufe der Varianten 50/70FT, 50/70Montan (in Abbildung 6-34 nicht darge-stellt) und 50/70SBS/FT denen der Polymermodifizierten Bitumen. Das 50/70Amid weist dagegen einen deutlichen Rückgang des Phasenwinkels bei abnehmendem komple-xem Schermodul etwa zwischen 100 kPa und 1 kPa auf. Erst unterhalb von 1 kPa steigt der Phasenwinkel auf den Maximalwert von 90 °.

Bei der Prüffrequenz von 0,1 Hz ist die Wirkung der Wachse im Black-Diagramm we-sentlich stärker ausgeprägt. Die Funktionsverläufe sind nur bis etwa 40 ° parallel zu denen der unmodifizierten Bitumen. Im Bereich der komplexen Schermoduln von etwa 1 MPa bis 100 Pa nehmen die Phasenwinkel nur geringfügig bis auf etwa 60 ° zu bzw. gehen im Fall des 50/70Amid – bei dieser Frequenz noch stärker – zurück. Erst unter-halb von 100 Pa steigen die Phasenwinkel bis zum Erreichen des Maximalwerts von 90 ° an.

Die im Rahmen dieser Arbeit bereits thematisierte, deutliche Reduzierung des Fließverhaltens unter quasi statischen Belastungen führt neben der Erhöhung der komplexen Viskosität dazu, dass die Phasenwinkel bei abnehmender Prüffrequenz geringer werden. In den bei steigender Temperatur und abnehmen-der Frequenz zunehmend viskosen reinen Bitumen wird der Einfluss der Modifi-kationen – in besonderem Maße der Wachsstrukturen – kontinuierlich dominan-ter (vgl. Abschnitt 6.2.1.2).

Neben der kennzeichnenden Verschiebung als Folge der Alterung, die vor allem bei mittlerer Bindemittelsteifigkeit von 100 kPa deutlich zu messen ist, führen die verschie-denen Modifizierungen bei geringeren Steifigkeiten zu charakteristischen Funktions-verläufen. Aufgrund der ausgeprägteren Wachswirkung und der weniger fre-quenzabhängigen Wirkung der Polymere sind die verschiedenen Modifizie-rungsarten im Black-Diagramm bei der Prüffrequenz von 0,1 Hz klar voneinander zu trennen. Bei komplexen Schermoduln von 1 kPa liefern die wachsmodifizierten Bi-tumen Phasenwinkel unter 60 °, die Polymermodifizierten Bitumen Phasenwinkel zwi-schen 65 und 80 ° und unmodifizierten Bitumen selbst in gealtertem Zustand Phasen-winkel über 80 ° (Abbildung 6-34, oben).


Neben den geschilderten Charakteristika ist bei einigen Wachsadditiven ein ausge-prägter Hysterese-Effekt zwischen den rheologischen Eigenschaften bei Erwärmung und Abkühlung festzustellen. Etwa zwischen 80 und 100 °C sind die Wachse während der Abkühlung in flüssigem Zustand und reduzieren so die Bindemittelsteifigkeit, wäh-rend sie bei Erwärmung im festen Zustand sind und somit die Steifigkeit erhöhen (Ab-bildung 6-35). Dieser für die Asphaltverarbeitung positive Effekt ist neben den wachs-modifizierten Varianten 50/70FT und 50/70Montan ebenfalls bei dem mehrfachmodifizier-ten 50/70SBS/FT festzustellen (vgl. beispielsweise [GEHRKE, GOGOLIN, 2011]).

Abbildung 6-35: Hysterese-Eigenschaften der wachsmodifizierten Bitumen bei Erwärmung (durchge-

hende Linie) und Abkühlung (gestrichelte Linie)

6.3.3 Zusammenfassende Bewertung der untersuchten Bindemittel(-modifikationen)

Die Bindemittelanalysen des Kälteverhaltens und des Verhaltens bei hohen Gebrauch-stemperaturen der Abschnitte 6.1 und 6.2 haben gezeigt, dass die unmodifizierten Bi-tumen mit Ausnahme des 50/70C mit zunehmend härterer Sorte im Kälteverhalten schlechter und im Wärmeverhalten besser sind. Im Gegensatz hierzu bewirken die unterschiedlichen Modifikationen grundlegende Änderungen der Materialeigenschaf-ten im Kälte- wie im Wärmeverhalten.

Dies verdeutlicht neben den einzelnen Messergebnissen die Gegenüberstellung der in den Abschnitten 6.1 und 6.2 definierten Kennwerte KEI und WDI zur allgemeinen Ansprache des Kälte- und Wärmeverhaltens. Mit einem Bestimmtheitsmaß von 0,34 ist bei einer Betrachtung aller Bindemittel nur eine geringe, rein tendenzielle Beziehung zwischen den beiden Kennwerten vorhanden (blaue Linie in Abbildung 6-36). Werden bei der Gegenüberstellung von KEI und WDI ausschließlich die unmodifizierten fri-

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Temperatur [°C]

50/70 FT50/70 FT50/70 Amid50/70 Amid50/70 Montan50/70 Montan50/70 SBS/FT50/70 SBS/FT


schen Bitumen gleicher Raffinerie (20/30A, 30/45A, 50/70A, 70/100A) betrachtet, so be-trägt das Bestimmtheitsmaß 0,95 für eine lineare Beziehung der beiden Kennwerte (orange Linie in Abbildung 6-36).

Abbildung 6-36: Gegenüberstellung der ermittelten Kennwerte KEI und WDI

Abbildung 6-37: Nadelpenetration der unmodifizierten Bitumen gleicher Raffinerie in Abhängigkeit von

den KEI (links) bzw. WDI (rechts)

Das hohe Bestimmtheitsmaß zwischen KEI und WDI der Bitumen der Raffinerie A zeigt, dass sich das generelle Materialverhalten unmodifizierter Bitumen gleicher Pro-venienz über die Temperatur konstant verhält und somit charakteristisch für das jewei-lige Bitumen ist. Diese prinzipiell gleiche Bindemittelrheologie ist auch an den überein-stimmenden Funktionsverläufen im Black-Diagramm (vgl. Abschnitt 6.3.1) festzustel-len. So bestehen bei den Bitumen gleicher Raffinerie auch direkte Zusammenhänge zwischen KEI bzw. WDI und der Nadelpenetration, die für unmodifizierte Straßenbau-bitumen die konventionelle Kenngröße zur Charakterisierung der Steifigkeit darstellt. In Abbildung 6-37 sind die Zusammenhänge zwischen KEI bzw. WDI und der Nadel-penetration der unmodifizierten, frischen Bitumen der Raffinerie A dargestellt.

R² = 0,34R² = 0,95

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Kälte-Empfindlichkeits-Index KEI [-]


y = 20,3e0,0125x

R² = 0,96

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0 20 40 60 80 100

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[1/1

0 m

m]

Kälte-Empfindlichkeits-Index KEI [-]

20/30A30/45A

50/70A

70/100A

y = 76,0e-0,0344x

R² = 0,99

0

10

20

30

40

50

60

70

80

0 10 20 30 40

Nad

elpe

netra

tion

[1/1

0 m

m]

Wärme-Deformations-Index WDI [-]

20/30A

30/45A

50/70A

70/100A


6.3.3.1 Kriterien zur Bewertung der Bindemittel bei niedrigen und hohen Gebrauchs-temperaturen

Die hohen Bestimmtheitsmaße von 0,96 bzw. 0,99 zwischen KEI bzw. WDI und der Nadelpenetration verdeutlichen, dass die Nadelpenetration bei unmodifizierten Bitu-men gleicher Provenienz und Herstellung einen charakteristischen Wert für das Kälte- und das Wärmeverhalten liefert (vgl. Abschnitt 2.3.1). Eine Nadelpenetration von 20 1/10 mm bedeutet beispielsweise, dass es sich um ein Bitumen mit schlechtem Kälte-verhalten aufgrund von hoher Steifigkeit und geringem Relaxationsvermögen und gu-tem Wärmeverhalten aufgrund hoher Steifigkeit und Elastizität handelt.

Diese Erkenntnis kann auf die übrigen Bindemittel übertragen werden. Die in den Ab-schnitten 6.1 und 6.2 ermittelten abstrakten Kennwerte KEI und WDI können an-hand der folgenden Gleichungen zu Kennwerten PENKälte bzw. PENWärme umge-rechnet werden. Diese Kennwerte quantifizieren die Nadelpenetration eines un-modifizierten Bitumens dieser Provenienz mit den entsprechenden Kälte- bzw. Wärmeeigenschaften:

PENKälte = 20,3 ∙ e0,0125 ∙ KEI (Gleichung 6.28)

PENWärme = 76,0 ∙ e-0,0344 ∙ WDI (Gleichung 6.29)

mit: PENKälte Kennwert des Kälteverhaltens [1/10 mm] PENWärme Kennwert des Wärmeverhaltens [1/10 mm] KEI Kälte-Empfindlichkeits-Index [-] WDI Wärme-Deformations-Index [-]

Durch die Kennwerte PENKälte bzw. PENWärme können die Eigenschaften der gealterten Bitumen sowie der beiden Bitumen 50/70B und 50/70C, die von anderen Raffinerien stammen, direkt mit den Eigenschaften der Bitumen der Raffinerie A verglichen wer-den. Darüber hinaus können vor allem die Einflüsse der unterschiedlichen Modifizie-rungen, die an dem Bitumen 50/70A durchgeführt wurden, auf das Kälte- bzw. das Wärmeverhalten anschaulich erfasst werden. Anzumerken ist, dass die Kennwerte PENKälte bzw. PENWärme die Kälte- bzw. Wärmeeigenschaften allgemein beschreiben, da KEI und WDI bereits die Mittelwerte mehrerer teils signifikant voneinander abwei-chender Einzelwerte sind. Bzgl. der detaillierten Analysen sei auf die Abschnitt 6.1 und 6.2 verwiesen.

6.3.3.2 Bewertung der Bindemittel bei niedrigen und hohen Gebrauchstemperaturen

In Abbildung 6-38 sind die Kennwerte PENKälte bzw. PENWärme der unterschiedlichen Bindemittel gegenübergestellt. Die einzelnen Kennwerte PENKälte bzw. PENWärme der unterschiedlichen Bindemittel sind Abbildung 6-39 zu entnehmen.


Neben den unmodifizierten Bitumen der Raffinerie A, anhand derer Eigenschaften die Kennwerte PENKälte und PENWärme definiert wurden, liegt auch das Bitumen 50/70B auf der Winkelhalbierenden der Abbildung 6-38. Sowohl im Kälte- als auch im Wärmever-halten entspricht es somit trotz unterschiedlicher Herkunft den Bitumen der Raffine-rie A.

Das 50/70C der Raffinerie C weist dagegen bei einem für diese Sorte adäquaten PENWärme von 59 1/10 mm ein im Vergleich zu den Bitumen der Raffinerie A sehr schlechtes Kälteverhalten auf (PENKälte von 32 1/10 mm). Das Kälteverhalten ent-spricht trotz [TL Bitumen-StB 07, 2013] konformen Brechpunktes nach Fraaß dem ei-nes harten 30/45 der Raffinerie A. Eine eindeutige Ursache für das schlechte Kälte-verhalten kann aus den durchgeführten Untersuchungen nicht abgeleitet werden. Auf-fällig ist bei dem 50/70C lediglich der mit 15,7 M.-% geringe Asphaltengehalt (Tabelle 5-12). Obwohl geringe Asphaltengehalte generell positiv bewertet werden, ist hier der Rückschluss möglich, dass der geringe Anteil der im Gebrauchstemperaturbereich we-nig temperaturabhängigen Asphaltene den Temperatureinfluss auf das Bitumen er-höht.

Abbildung 6-38: Gegenüberstellung der Kälte- und der Wärmeeigenschaften anhand der Parameter

PENKälte und PENWärme

Dieser Rückschluss lässt sich auch auf die gealterten Bitumen übertragen. Durch die Alterung, die im Allgemeinen eine Zunahme an Asphaltenen bewirkt (vgl. Ab-schnitt 2.2.2), werden die Bitumen 50/70RTFOT und 50/70PAV steifer, wobei sich dies stärker positiv auf die Wärmeeigenschaften und schwächer negativ auf die Kälteeigen-schaften auswirkt. So weist das 50/70RTFOT bei einem Vergleich mit dem 30/45A sowohl ein besseres Wärme- als auch ein geringfügig besseres Kälteverhalten auf. Noch deut-

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m]

PENKälte [1/10 mm]



licher ist der Vergleich zwischen dem 50/70PAV und dem 20/30A. Während die Steifig-keit und Relaxationsfähigkeit des 50/70PAV bei Kälte noch der eines harten, frischen 20/30 der Raffinerie A entspricht, ist dessen Wärmeverhalten deutlich besser.

Eine wesentliche physikalische Ursache für diese bessere Bewertung gealterter Bitumen ist die Zunahme der auf die Steifigkeit bezogenen Elastizität (vgl. Ab-schnitt 6.3.1). Dies gilt auch ohne die „Überschätzung“ des Elastizitätskennwerts R(∞) (vgl. Abschnitt 6.2.2.1). Rheologisch nähern sich die gealterten Bitumen durch die Elastizitätszunahme – anschaulich im Black-Diagramm – den modifizierten Bitu-men an. Die so festzustellende Verbesserung als Folge der Alterung betrifft jedoch nur die reine Bitumenrheologie. Mögliche negative Aspekte der Alterung wie eine Ver-sprödung oder die Einflüsse auf die Adhäsion und Ermüdungsbeständigkeit werden bei dieser Analyse nicht betrachtet.

Die Polymermodifizierten und das Gummimodifizierte Bitumen weisen in der Gesamt-betrachtung sehr ähnliche Eigenschaften auf. Dabei kann die Bewertung des 50/70GG aufgrund der Auswirkungen der Gummipartikel auf die rheologischen Untersuchungen vor allem bei hohen Gebrauchstemperaturen keine abgesicherten Erkenntnisse lie-fern.

Das Kälteverhalten dieser vier Bindemittel entspricht mit PENKälte von 51 bis 53 1/10 mm dem eines harten 50/70. Die durch die Polymer- bzw- Gummimodifizierungen verursachte geringere Temperaturabhängigkeit, die elastischen Eigenschaften und der verstärkte Widerstand gegenüber statischen Belastungen bewirken da-gegen ein deutlich besseres Wärmeverhalten. Der durchschnittliche PENWärme be-trägt 19 1/10 mm. Aufgrund der höheren Polymerkonzentration treten die positiven Effekte auf das Wärmeverhalten bei dem PmB H in der ausgeprägtesten Form auf, obwohl das Kälteverhalten bei allen Polymermodifizierten Bitumen nahezu identisch bewertet wird.

Aufgrund der Anwendung des gleichen Basisbitumens ist der Effekt der SBS-Modifi-zierung bei dem 50/70SBS unmittelbar zu analysieren. Der Einfluss des SBS auf das Basisbitumen 50/70A bewirkt bei einer Gesamtbetrachtung des Kälteverhaltens – also die Steifigkeit und das Relaxationsverhalten – praktisch keine Veränderung. Das Wär-meverhalten entspricht gleichzeitig mit einer PENWärme von 22 1/10 mm dem eines um zwei Bitumensorte härteren 20/30. Vor allem der ausgeprägtere Widerstand gegen-über statischen Belastungen und das elastische Rückverformungspotenzial verursa-chen die in der Gesamtbewertung wesentlich größere Verformungsbeständigkeit bei hohen Gebrauchstemperaturen. Die Steifigkeit steigt dagegen durch die Modifizierung nur leicht an und entspricht der eines unmodifizierten 30/45 (vgl. Abschnitt 6.2).


Abbildung 6-39: Kälte- und der Wärmeeigenschaften der untersuchten Bindemittel


Die Wachsmodifizierungen bewirken – im Gegensatz zu den SBS- und Gummimodifi-zierungen – eine Zunahme der Steifigkeit und einen Rückgang der Relaxationsfähig-keit bei Kälte. Das Kälteverhalten entspricht hierdurch mit einem durchschnittlichen PENKälte von 34 1/10 mm dem eines um eine Bitumensorte härteren unmodifizierten 30/45, wobei das Relaxationsverhalten durch die Modifizierung stärker beeinflusst wird als die Steifigkeit (vgl. Abschnitt 6.1). Von den Wachsadditiven beeinfluss das Amidwachs das Kälteverhalten am wenigsten.

Die Eigenschaften bei hohen Gebrauchstemperaturen werden durch das FT-Wachs am stärksten verbessert. Die Gesamtbewertung des Wärmeverhaltens der wachsmo-difizierten Bitumen entspricht mit einem gemittelten PENWärme von 12 1/10 mm der ei-nes gegenüber dem Basisbitumen um drei Sorten härteren Bitumens. Diese Verbes-serung der Eigenschaften bei hohen Gebrauchstemperaturen beruht vor allem auf ei-ner signifikanten Zunahme der Verformungsbeständigkeit gegenüber statischen Be-lastungen. Unter sehr hohen dynamischen Lasten ist die Wirkung der Wachsadditive dagegen geringer (vgl. Abschnitt 6.2). Generell ist der positive Einfluss der Wachs-additive bei Wärme deutlich stärker ausgeprägt als der negative Einfluss bei Kälte.

Im Ansatz ähnlich, aber noch wesentlich ausgeprägter sind die Veränderungen durch die Mehrfachmodifikation. Das Kälteverhalten wird durch die SBS-Modifizierung ge-ringfügig und durch die Modifizierung mit FT-Wachs deutlicher negativ beeinflusst, so-dass es mit einem PENKälte von 29 1/10 mm geringfügig schlechter als das 50/70FT zu bewerten ist. Bei hohen Gebrauchstemperaturen ist das 50/70SBS/FT mit einem PEN-Wärme von 6 1/10 mm sehr verformungsbeständig. Hier wirken beide Modifizierungen ebenfalls – in diesem Fall positiv – zusammen (vgl. Lissajous-Figuren in Abschnitt 6.2.2.2 und Black-Diagramme in Abschnitt 6.3.2).

Polymer- und Wachsmodifizierungen sind auf Basis der im Rahmen dieser Arbeit durchgeführten Untersuchungen zur Bindemittelrheologie bei hohen und niedrigen Ge-brauchstemperaturen ähnlich zu bewerten. Beide Modifizierungsarten erweitern die Plastizitätsspanne im Vergleich zu den unmodifizierten Straßenbaubitumen um zwei Bitumensorten und verbessern primär die Verformungsbeständigkeit gegenüber stati-schen Belastungen. Im Detail bestehen jedoch bei niedrigen und bei hohen Gebrauch-stemperaturen signifikante Unterschiede zwischen den verschiedenen Modifizierun-gen. So ist das Kälteverhalten bei Polymermodifizierten Bitumen und die Verformungs-beständigkeit bei hohen Gebrauchstemperaturen bei wachsmodifizierten Bitumen bes-ser zu bewerten.

Kapitel 7: Weiterer Forschungsbedarf 171

7 Weiterer Forschungsbedarf

Die im Rahmen dieser Arbeit durchgeführten Analysen haben gezeigt, dass durch al-ternative, von den aktuellen Regelwerken und Vorgehensweisen abweichende Unter-suchungsmethoden eine erweiterte Bindemittelanalyse möglich ist. Da es sich bei den durchgeführten Prüfungen und Analysemethoden um neue Ansätze handelt, konnten bei diesen teilweise Anhaltspunkte ausgemacht werden, die bei weiterer Forschung Verbesserungspotenzial bieten:

• Die Versuche zur Bestimmung der Steifigkeit und des Relaxationsverhaltens bei Kälte – der Scher- und der Zug-Relaxations-Versuch – setzen eine vollkom-mene Adhäsion zwischen der Messgeometrie und der Probe voraus. Hierzu ist die Messgeometrie vor dem Einsetzten der Probe in das DSR und damit auch die Probe selbst zu erwärmen. Dies beschränkt die Probekörperhöhe, da zu hohe Probekörper während des Einsetzens aufgrund der Bindemittelviskosität ihre Form verändern würden. Durch den Einsatz einer Festkörpergeometrie im DSR könnte die Beschränkung auf gedrungene Prüfkörper und auf die Verbin-dung allein durch die Adhäsion zwischen Bitumen und Stahl aufgehoben wer-den. Möglicherweise ist so eine höhere Präzision der Messergebnisse zu reali-sieren. Zudem ist davon auszugehen, dass die Untersuchungen mittels Fest-körpergeometrie auf niedrigere Temperaturen ausgedehnt werden könnten.

• Für die Bindemittelansprache im hohen Gebrauchstemperaturbereich wurde im Rahmen dieser Arbeit festgestellt, dass vor allem die Analytik des Materialver-haltens bei hohen Belastungen wenig erforscht ist. Daher wurden verschiedene im Bereich der Bindemittelanalytik innovative Ansätze zur Materialansprache unter LAOS-Bedingungen erprobt. Obwohl diese Ansätze teilweise charakteris-tische Resultate lieferten, bedarf eine gezielte und physikalisch exakte Binde-mittelanalytik bei hohen Belastungen aufgrund der Komplexität des rheologi-schen Verhaltens außerhalb des LVE-Bereichs weiterer Forschung.

• Die Rückverformung bei Prüfungen nach dem MSCR-Prinzip hängt bei harten Bitumen neben der Elastizität von der Steifigkeit ab. Die im Rahmen dieser Ar-beit durchgeführten rheologischen Auswertungen und Berechnungen zeigen, dass hierdurch gezielter die Elastizität angesprochen werden kann. Zur aus-schließlichen Ansprache der Elastizität ist jedoch weiterer Forschungsbedarf gegeben. Ein Ansatz hierfür ist die Ermittlung der Rückverformung bei einer – ggf. von dem jeweiligen Bindemittel abhängigen – Temperatur, bei der die Stei-figkeit keinen relevanten Einfluss auf die Rückverformung ausübt.

Die im Rahmen dieser Arbeit entwickelten Prüfungen und alternativen Analyseansätze wurden an 16 Bindemittelvarianten in einem Labor von einem Bearbeiter durchgeführt. Daher ist eine weitere Validierung zur Absicherung der Erkenntnisse erforderlich.

172 Kapitel 7: Weiterer Forschungsbedarf

Des Weiteren wurden im Rahmen dieser Arbeit ausschließlich Bindemitteluntersu-chungen durchgeführt. Die getroffenen Rückschlüsse auf die Asphalt-Performance be-ruhen einzig auf allgemeinen, der Literatur zu entnehmenden Erkenntnissen zum As-phaltverhalten und sind daher durch Laboruntersuchungen oder anhand des Asphalt-verhaltens in situ zu bestätigen.

Ebenfalls weitere Untersuchungen sind zur Absicherung der Erkenntnisse bezüglich der beprobten Bindemittel bzw. Modifikationen erforderlich. Da nur ein Bindemittel ge-altert wurde und jede Modifizierung nur einmal durchgeführt wurde, sind die gewonne-nen Erkenntnisse zu konkretisieren.

Bei den Analysen im Rahmen dieser Arbeit wurde festgestellt, dass alle durchgeführ-ten Modifikationen die Steifigkeit und das elastische Rückverformungspotenzial bei Wärme verbessern. Das Kälteverhalten wird dagegen durch die Zusätze entweder nur geringfügig oder sogar negativ beeinflusst. Das primäre Ziel der Forschung sollte da-her sein, Zusätze zu entwickeln, die ggf. neben dem Einfluss auf das Verhalten bei hohen Gebrauchstemperaturen das Kälteverhalten der Bindemittel signifikant verbes-sern.

Generell zeigen die durchgeführten Untersuchungen, dass die konventionellen Prüf-verfahren vor allem bei modifizierten Bitumen für eine detaillierte Bindemittelanalyse nicht ausreichen. Daher ist durch weitere Forschung und Erfahrungssammlung ein neues Bewertungsschema für Bindemittel vor allem in Abhängigkeit von der Belas-tungsintensität und -dauer anzustreben.

Eine detaillierte Ansprache der Bindemitteleigenschaften ermöglicht erst eine gezielte Optimierung. Auf Basis einer exakten, die jeweiligen Anforderungen ansprechenden Analyse können Bindemittel bzw. Modifizierungen gezielt für die jeweiligen Einsatz-zwecke designt werden.

Kapitel 8: Zusammenfassung 173

8 Zusammenfassung

Die Analyse bitumenhaltiger Bindemittel beruht nach dem deutschen Regelwerk seit Jahrzehnten im Wesentlichen auf einfachen physikalischen Prüfverfahren. So werden die Anforderungen an die Eigenschaften nach wie vor durch Grenzwerte des Brech-punktes nach Fraaß, der Nadelpenetration und des Erweichungspunktes Ring und Ku-gel festgelegt. Grundlegende Untersuchungen mit präzise messenden, physikalisch eindeutig definierte Ergebnisse liefernden und die Bindemittel praxisgerecht anspre-chenden Geräten, wie vor allem dem DSR, dienen lediglich der Erfahrungssammlung. In anderen Ländern, beispielsweise den USA, beruht die Bindemittelanalytik dagegen bereits seit den 1990er Jahren auf rheologischen Messergebnissen.

Zur Charakterisierung unmodifizierter Bitumen reichen die herkömmlichen Untersu-chungsverfahren im Allgemeinen aus. Bei diesen Bitumen gibt die DSR-Analytik ledig-lich bei speziellen Fragestellungen (Alterung, Provenienz, etc.) relevante zusätzliche Erkenntnisse. Die Vielzahl unterschiedlicher Modifizierungen, von denen die Polymer-, die Gummi- und die Wachsmodifizierungen bereits in das deutschen Regelwerk auf-genommen wurden, bewirkt jedoch signifikante Änderungen der Bindemitteleigen-schaften. Viele der modifizierten Bitumen können mit den herkömmlichen Prüfverfah-ren nicht präzise charakterisiert werden. Forschungen der letzten Jahre zeigen, dass selbst die nach den [TL Bitumen-StB 07, 2013] anzuwendenden rheologischen Prüf-verfahren nicht ausreichen, um die Performance-Eigenschaften der modifizierten Bitu-men hinreichend bewerten zu können. Vor allem bzgl. der Bindemittelanalyse bei nied-rigen und hohen Gebrauchstemperaturen besteht auf nationaler wie internationaler Ebene nach wie vor Verbesserungsbedarf.

Mit dem Ziel einer praxisgerechten Ansprache der für die bitumenhaltigen Bindemittel im Asphaltstraßenbau relevanten Eigenschaften bei niedrigen und bei hohen Ge-brauchstemperaturen wurden im Rahmen dieser Arbeit Prüfverfahren mittels DSR ent-wickelt bzw. modifiziert.

Die Untersuchungen erfolgten mit 16 Bindemitteln: Sechs unmodifizierte Bitumen, von denen vier von der gleichen Raffinerie stammten, einem RTFOT- und einem zusätzlich PAV-gealterten Bitumen, drei Polymer-, ein Gummi-, drei wachs- und ein mit Polyme-ren und Wachsen mehrfachmodifiziertes Bitumen.

Bei der Messtemperatur von -10 °C wurden mit dem Scher-Relaxations-Versuch (SRV) und dem Zug-Relaxations-Versuch (ZRV) zwei Prüfungen entwickelt, die die Bindemittelsteifigkeit (nur SRV) und vor allem das Relaxationsverhalten bei Kälte di-rekt ansprechen. Nach dem Aufbringen einer definierten Scherung bzw. Zugspannung wird der Abbau der Spannungen bei Beibehaltung der in der Belastungsphase erzeug-ten Deformation gemessen.

174 Kapitel 8: Zusammenfassung

Die mittels SRV gemessenen maximalen Scherspannungen am Ende der Belastungs-phase τ1 zeigen einen direkten Zusammenhang zu der mittels BBR gemessenen Bie-gekriechsteifigkeiten S.

Die auf die Scherspannung am Belastungsende bezogene Scherspannung nach 30 Minuten Relaxationszeit RELSRV quantifiziert ebenso wie die verbleibende Zugspan-nung σ60 nach 60 Minuten des ZRV das Relaxationsvermögen. Beide Kennwerte zei-gen bei unmodifizierten Bitumen eine sehr gute Übereinstimmung mit den mittels BBR gemessenen Relaxationsgrößen (m-Werte), während Polymermodifizierte Bitumen anhand der Kennwerte RELSEV und σ60 bessere bewertet werden. Da der Literatur zu entnehmen ist, dass das Relaxationsvermögen Polymermodifizierter Bitumen anhand des m-Wertes unterschätzt wird, liefert die im Rahmen dieser Arbeit entwickelte DSR-Analytik einen Ansatz für eine praxisgerechtere Ansprache des Kälteverhaltens.

Mit den genormten, bei hohen Gebrauchstemperaturen anzuwendenden DSR-Prüf-verfahren erfolgt eine Analyse des Bindemittelverhaltens unter quasi statischen (Null-Scherviskosität) sowie unter normalen dynamischen Lasten (komplexer Schermodul und Phasenwinkel unter LVE-Bedingungen). Das Verhalten unter hohen dynamischen Belastungen, die durch den Straßenverkehr ebenfalls erzeugt werden können, wird dagegen nicht systematisch angesprochen. Im Rahmen dieser Arbeit wurden daher Modifizierungen der MSCR-Prüfung vorgenommen und Oszillationsversuche unter LAOS-Bedingungen (Large Amplitude Oscilatory Shear) durchgeführt, um die Binde-mittelsteifigkeit und das elastische Potenzial unter hohen Beanspruchungen gezielt anzusprechen.

Die Entlastungsphase der MSCR-Prüfung wurde zur gezielten Ansprache des elasti-schen Potenzials (in Abgrenzung zu der steifigkeitsbedingten Rückverformung) auf 90 Sekunden verlängert. Mit den so ermittelten Messdaten wurde rechnerisch durch die Übertragung auf rheologische Modelle die Rückverformung ermittelt, die nach der spontan-elastischen Rückverformung bis zum vollständigen Abbau der Scherspan-nungen auftritt. Verglichen mit der in der [AL DSR-Prüfung (MSCRT), 2016] definierten Rückverformung ist durch die so definierte Rückverformung R(∞) eine verbesserte Ansprache des elastischen Potenzials erreicht. Die ausschließliche Ansprache des elastischen Potenzials bedarf jedoch weiterer Forschung.

Von den verschiedenen im Rahmen dieser Arbeit erprobten Ansätzen zur Steifigkeits-analyse unter LAOS-Bedingungen liefern nur Prüfungen unter definierten, hohen Scherbeanspruchungen Ergebnisse, die unmittelbar zur quantitativen Analyse der Bin-demittel-Performance herangezogen werden können. Diese Untersuchungen (LAOS5kPa) simulieren einheitlich hohe Belastungen und quantifizieren hierdurch den

Kapitel 8: Zusammenfassung 175

Verformungswiderstand unter definierten Bedingungen. Die Analyse anhand von Lis-sajous-Figuren liefert ebenfalls zusätzliche Informationen über die Bindemittelrheolo-gie außerhalb des LVE-Bereichs. Eine quantitative, auf die Performance-Eigenschaf-ten zu übertragbare Auswertung der Untersuchungsergebnisse bedarf jedoch weiterer Forschung.

Die unmodifizierten Bitumen gleicher Raffinerie zeigen über das gesamte Tempera-turspektrum konstante Eigenschaften. Einschließlich der gealterten Bitumen nehmen die Steifigkeit und die Elastizität bei Erwärmung kontinuierlich ab. Die Detailbetrach-tungen der Wärme- und Kälteeigenschaften zeigen, dass Bitumen unterschiedlicher Provenienz trotz gleicher Sorte signifikant abweichende Eigenschaften haben können. Die Tatsache, dass starke Abweichungen trotz Einhaltung der Grenzwerte der [TL Bi-tumen-StB 07, 2013] festzustellen sind, zeigt, dass detaillierte, rheologische Untersu-chungen auch bei unmodifizierten Bitumen zu einer präziseren Charakterisierung füh-ren können.

Die Bitumenalterung führt neben einer Steifigkeitserhöhung zu einem auf die Steifig-keit bezogen überproportionalen Anstieg der Elastizität. In den Black-Diagrammen führt dies zu einer Verschiebung des Funktionsverlaufs der steifigkeitsabhängigen Phasenwinkel. Zu quantifizieren ist dies an den auf den komplexen Schermodul von 100 kPa bezogenen Phasenwinkeln. Bei einer ausschließlichen Betrachtung des Kälte- und des Wärmeverhaltens ohne Berücksichtigung der Einflüsse beispielsweise auf die Adhäsion oder das Ermüdungsverhalten führt die Elastizitätszunahme zu einer positiven Bewertung der Alterung. Der positive Einfluss auf die Wärmeeigenschaften ist stärker als der negative Einfluss auf die Kälteeigenschaften.

Noch wesentlich deutlichere Einflüsse auf den Funktionsverlauf im Black-Diagramm üben die Modifizierungen aus. Im Gegensatz zu den unmodifizierten Bitumen verlau-fenden die Kurven bei modifizierten Bitumen in dem Bereich zwischen Phasenwinkeln von 40 und 90 ° nicht kontinuierlich. Trotz abnehmender Steifigkeit behalten die modi-fizierten Bitumen unterschiedlich stark ausgeprägte elastische Verformungsanteile. Im Bereich geringer komplexer Schermoduln von 100 Pa sind so die verschiedenen Mo-difizierungsarten deutlich voneinander zu unterscheiden.

Die Polymere und das additivierte Gummimehl üben einen geringen Einfluss auf das Kälteverhalten aus. Die Steifigkeit nimmt durch die Modifizierungen ebenso wie das Relaxationsvermögen geringfügig ab. Nach der Modifizierung entspricht das Käl-teverhalten bei einer Gesamtbetrachtung etwa dem des Basisbitumens. Das Kältever-halten der gebrauchsfertigen Polymermodifizierten Bitumen ist ebenfalls dem eines unmodifizierten 50/70 vergleichbar. Das Wärmeverhalten der Polymermodifizierten Bi-tumen entspricht dagegen bei Betrachtung aller Kriterien dem eines um zwei Sorten

176 Kapitel 8: Zusammenfassung

härteren unmodifizierten Bitumens. Vor allem aufgrund des hohen elastischen Rück-verformungspotenzials und dem im Vergleich zu den unmodifizierten Bitumen wesent-lich größeren Widerstand gegenüber statischen Belastungen sind die Polymermodifi-zierten Bitumen als deutlich verformungsbeständiger zu bewerten. Dies trifft auf das höher Polymermodifizierte Bitumen in besonderem Maße zu.

Die Wachsmodifizierungen wirken sich sowohl auf das Kälte- als auch auf das Wär-meverhalten aus. Die Kältesteifigkeit nimmt zu und das Relaxationsvermögen nimmt ab. Hierdurch entspricht das Kälteverhalten nach der Wachsmodifizierungen etwa dem eines um eine Sorte härteren unmodifizierten Bitumens. Wesentlich stärker ist der Ein-fluss der Wachse auf das Verhalten bei hohen Gebrauchstemperaturen. Die Verfor-mungsbeständigkeit unter normalen dynamischen und vor allem unter statischen Be-lastungen nimmt signifikant zu. Das Fließen des bei hohen Gebrauchstemperaturen viskosen Bitumens wird durch die Wachsstrukturen weitestgehend verhindert. Unter sehr hohen dynamischen Belastungen nimmt der Verformungswiderstand – ähnlich den Polymermodifizierten Bitumen – ab. Bei einer Gesamtbetrachtung des Wärmever-haltens sind die wachsmodifizierten Bitumen verformungsbeständiger zu bewerten als die Polymermodifizierten Bitumen. Durch die Wachsmodifizierung sind die Bindemittel in etwa mit einem um drei Sorten härteren unmodifizierten Bitumen vergleichbar.

Eine Mehrfachmodifizierung mit SBS-Polymeren und FT-Wachs bewirkt eine Auf-summierung der Einzelwirkungen der beiden Zusätze. Das Kälteverhalten entspricht etwa dem des ausschließlich mit FT-Wachs modifizierten Bitumens, während die Ver-formungsbeständigkeit bei Wärme durch die Mehrfachmodifizierung deutlich zunimmt.

Polymer- und Wachsmodifizierungen vergrößern die Plastizitätsspanne jeweils um etwa zwei Bitumensorten. Dabei ist das Kälteverhalten bei Polymermodifizierten Bitu-men und das Verhalten bei hohen Gebrauchstemperaturen bei wachsmodifizierten Bi-tumen besser zu bewerten.

Als abschließendes Fazit ist festzustellen, dass die aktuellen Prüfgeräte – und hier vor allem das DSR – eine weitaus präzisere, komplexe und zudem praxisgerechte Cha-rakterisierung bitumenhaltiger Bindemittel anhand der temperatur-, frequenz- und be-lastungsabhängiger Kennwerte ermöglichen. Dies kann genutzt werden, um Bitumen – und hier vor allem modifizierte Bitumen – exakt im Hinblick auf die jeweiligen Anfor-derungen zu analysieren und zu bewerten. Darüber hinaus bietet eine exakte und pra-xisgerechte Bindemittelansprache die Möglichkeit, zukünftig Bindemittel anforderungs-spezifisch zu designen.

Kapitel 9: Quellenverzeichnisse 177

9 Quellenverzeichnisse

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ANHANG

A-2 Anhang A

Inhaltsverzeichnis Anhang Anhang A: Untersuchungsergebnisse der klassischen

Bindemittelprüfungen ..................................................... A-3

Anhang B: Untersuchungsergebnisse mittels Biegebalken-Rheometer ..................................................................... A-6

Anhang C: Untersuchungsergebnisse der genormten Prüfungen mittels Dynamischem Scher-Rheometer ...................... A-13

Anhang D: Untersuchungsergebnisse der nicht genormten Prüfungen mittels Dynamischem Scher-Rheometer ..... A-38

Anhang E: Mathematische Erfassung der Messergebnisse mittels rheologischer Elemente ................................................ A-49

Anhang A A-3

Anhang A: Untersuchungsergebnisse der klassischen Bindemittel-prüfungen

• Brechpunkt nach Fraaß • Nadelpenetration • Erweichungspunkt Ring und Kugel

A-4 Anhang A

Tabelle 1: Ergebnisse Brechpunkt nach Fraaß

Probe Brechpunkt nach Fraaß

°C 1 2 MW

20/30A -4 -4 -4 30/45A -6 -8 -7 50/70A -11 -12 -11 50/70B -8 -10 -9 50/70C -16 -18 -17 70/100A -19 -18 -18 50/70RTFOT -8 -8 -8 50/70PAV -3 -5 -4 50/70SBS -11 -12 -11 PmB -18 -18 -18 PmB H -20 -23 -21 50/70GG -8 -10 -9 50/70FT -9 -10 -9 50/70Amid -11 -12 -11 50/70Montan -12 -13 -12 50/70SBS/FT -8 -10 -9

Tabelle 2: Ergebnisse Nadelpenetration

Probe Nadelpenetration bei 25 °C

1/10 mm 1 2 3 MW

20/30A 27,2 27,2 26,6 27,0 30/45A 35,8 36,6 36,2 36,2 50/70A 57,0 58,0 57,2 57,4 50/70B 63,4 63,0 61,7 62,7 50/70C 52,6 52,8 51,5 52,3 70/100A 73,4 73,2 73,9 73,5 50/70RTFOT 33,0 33,6 33,6 33,4 50/70PAV 15,8 15,6 15,4 15,6 50/70SBS 39,4 39,5 39,0 39,3 PmB 39,8 40,4 40,1 40,1 PmB H 43,1 43,0 43,8 43,3 50/70GG 35,1 34,8 34,2 34,7 50/70FT 37,0 37,0 37,6 37,2 50/70Amid 47,7 47,3 47,2 47,4 50/70Montan 45,5 45,8 45,5 45,6 50/70SBS/FT 30,3 30,5 30,1 30,3

Anhang A A-5

Tabelle 3: Ergebnisse Erweichungspunkt Ring und Kugel

Probe Erweichungspunkt Ring und Kugel

°C 1 2 MW

20/30A 59,0 58,8 58,9 30/45A 55,5 55,9 55,7 50/70A 50,0 49,6 49,8 50/70B 48,8 49,2 49,0 50/70C 48,6 48,8 48,7 70/100A 47,0 47,0 47,0 50/70RTFOT 57,0 57,2 57,1 50/70PAV 68,4 68,6 68,5 50/70SBS 58,6 58,4 58,5 PmB 60,2 60,4 60,3 PmB H 67,4 67,4 67,4 50/70GG 58,8 59,6 59,2 50/70FT 76,2 76,6 76,4 50/70Amid 88,2 89,2 88,7 50/70Montan 72,3 72,9 72,6 50/70SBS/FT 83,6 84,4 84,0

A-6 Anhang B

Anhang B: Untersuchungsergebnisse mittels Biegebalken-Rheometer

• Biegekriechsteifigkeit • m-Wert

Anhang B A-7

Tabelle 4: Ergebnisse Biegekriechsteifigkeit und m-Wert bei -10 °C

Probe

Biegekriechsteifigkeit S [MPa] bei -10 °C m-Wert bei -10 °C

MPa - 1 2 MW 1 2 MW

20/30A 180 192 186 0,346 0,344 0,345 30/45A 123 119 121 0,430 0,438 0,434 50/70A 70,2 66,0 68,1 0,460 0,464 0,462 50/70B 69,8 70,8 70,3 0,470 0,462 0,466 50/70C 136 144 140 0,370 0,366 0,368 70/100A 55,0 51,4 53,2 0,499 0,511 0,505 50/70RTFOT 84,9 86,5 85,7 0,428 0,418 0,423 50/70PAV 181 185 183 0,312 0,302 0,307 50/70SBS 84,4 86,4 85,4 0,454 0,440 0,447 PmB 98 102 100 0,426 0,424 0,425 PmB H 99,8 97,4 98,6 0,390 0,402 0,396 50/70GG 62,8 61,2 62 0,383 0,397 0,390 50/70FT 124 132 128 0,355 0,347 0,351 50/70Amid 111 105 108 0,384 0,388 0,386 50/70Montan 119 111 115 0,360 0,360 0,360 50/70SBS/FT 130 138 134 0,363 0,359 0,361


Probe


MPa - 1 2 MW 1 2 MW

20/30A 385 375 380 0,290 0,298 0,294 30/45A 295 281 288 0,348 0,352 0,350 50/70A 156 164 160 0,396 0,386 0,391 50/70B 177 173 175 0,370 0,378 0,374 50/70C 290 292 291 0,335 0,335 0,335 70/100A 136 140 138 0,421 0,419 0,420 50/70RTFOT 258 248 253 0,331 0,335 0,333 50/70PAV 338 350 344 0,262 0,260 0,261 50/70SBS 222 238 230 0,360 0,350 0,355 PmB 241 245 243 0,335 0,331 0,333 PmB H 210 218 214 0,338 0,332 0,335 50/70GG 168 182 175 0,339 0,331 0,335 50/70FT 258 270 264 0,309 0,303 0,306 50/70Amid 243 253 248 0,333 0,323 0,328 50/70Montan 237 249 243 0,311 0,301 0,306 50/70SBS/FT 291 311 301 0,310 0,298 0,304

A-8 Anhang B


Probe


MPa - 1 2 MW 1 2 MW

20/30A 928 952 940 0,177 0,173 0,175 30/45A 781 777 779 0,194 0,198 0,196 50/70A 605 621 613 0,222 0,220 0,221 50/70B 640 628 634 0,236 0,240 0,238 50/70C 766 764 765 0,177 0,177 0,177 70/100A 552 548 550 0,281 0,279 0,280 50/70RTFOT 740 720 730 0,199 0,207 0,203 50/70PAV 764 758 761 0,184 0,186 0,185 50/70SBS 706 718 712 0,224 0,218 0,221 PmB 731 721 726 0,201 0,207 0,204 PmB H 585 579 582 0,235 0,239 0,237 50/70GG 474 498 486 0,226 0,218 0,222 50/70FT 772 762 767 0,200 0,204 0,202 50/70Amid 680 696 688 0,230 0,224 0,227 50/70Montan 727 739 733 0,202 0,198 0,200 50/70SBS/FT 730 754 742 0,208 0,200 0,204

Anhang B A-9

Tabelle 7: Mathematische Erfassung der temperaturabhängigen BBR-Kennwerte Biegekriechsteifig-keit (links) und m-Wert (rechts)

20/30A

30/45A

50/70A

50/70B

y = 65,21e-0,11x

R² = 1,00

0

100

200

300

400

500

600

700

800

900

1000

-30 -25 -20 -15 -10 -5 0

Bieg

ekrie

chst

eifig

keit

S [M

Pa]

Temperatur [°C]

y = 0,01x + 0,47R² = 0,99

0,000

0,100

0,200

0,300

0,400

0,500

0,600

-30 -25 -20 -15 -10 -5 0

m-W

ert [

-]

Temperatur [°C]

y = 37,09e-0,12x

R² = 0,99

0

100

200

300

400

500

600

700

800

900

1000

-30 -25 -20 -15 -10 -5 0

Bieg

ekrie

chst

eifig

keit

S [M

Pa]

Temperatur [°C]

y = 0,02x + 0,60R² = 1,00

0,000

0,100

0,200

0,300

0,400

0,500

0,600

-30 -25 -20 -15 -10 -5 0

m-W

ert [

-]

Temperatur [°C]

y = 15,55e-0,15x

R² = 1,00

0

100

200

300

400

500

600

700

800

900

1000

-30 -25 -20 -15 -10 -5 0

Bieg

ekrie

chst

eifig

keit

S [M

Pa]

Temperatur [°C]

y = 0,02x + 0,63R² = 0,99

0,000

0,100

0,200

0,300

0,400

0,500

0,600

-30 -25 -20 -15 -10 -5 0

m-W

ert [

-]

Temperatur [°C]

y = 16,48e-0,15x

R² = 1,00

0

100

200

300

400

500

600

700

800

900

1000

-30 -25 -20 -15 -10 -5 0

Bieg

ekrie

chst

eifig

keit

S [M

Pa]

Temperatur [°C]

y = 0,02x + 0,62R² = 1,00

0,000

0,100

0,200

0,300

0,400

0,500

0,600

-30 -25 -20 -15 -10 -5 0

m-W

ert [

-]

Temperatur [°C]

A-10 Anhang B

Tabelle 7b: Mathematische Erfassung der temperaturabhängigen BBR-Kennwerte Biegekriechstei-figkeit (links) und m-Wert (rechts)

50/70C

70/100A

50/70RTFOT

50/70PAV

y = 46,28e-0,11x

R² = 1,00

0

100

200

300

400

500

600

700

800

900

1000

-30 -25 -20 -15 -10 -5 0

Bieg

ekrie

chst

eifig

keit

S [M

Pa]

Temperatur [°C]

y = 0,01x + 0,52R² = 0,94

0,000

0,100

0,200

0,300

0,400

0,500

0,600

-30 -25 -20 -15 -10 -5 0

m-W

ert [

-]

Temperatur [°C]

y = 11,31e-0,16x

R² = 1,00

0

100

200

300

400

500

600

700

800

900

1000

-30 -25 -20 -15 -10 -5 0

Bieg

ekrie

chst

eifig

keit

S [M

Pa]

Temperatur [°C]

y = 0,02x + 0,66R² = 1,00

0,000

0,100

0,200

0,300

0,400

0,500

0,600

-30 -25 -20 -15 -10 -5 0

m-W

ert [

-]

Temperatur [°C]

y = 22,91e-0,14x

R² = 0,99

0

100

200

300

400

500

600

700

800

900

1000

-30 -25 -20 -15 -10 -5 0

Bieg

ekrie

chst

eifig

keit

S [M

Pa]

Temperatur [°C]

y = 0,01x + 0,57R² = 1,00

0,000

0,100

0,200

0,300

0,400

0,500

0,600

-30 -25 -20 -15 -10 -5 0

m-W

ert [

-]

Temperatur [°C]

y = 72,88e-0,09x

R² = 1,00

0

100

200

300

400

500

600

700

800

900

1000

-30 -25 -20 -15 -10 -5 0

Bieg

ekrie

chst

eifig

keit

S [M

Pa]

Temperatur [°C]

y = 0,01x + 0,39R² = 1,00

0,000

0,100

0,200

0,300

0,400

0,500

0,600

-30 -25 -20 -15 -10 -5 0

m-W

ert [

-]

Temperatur [°C]

Anhang B A-11

Tabelle 7c: Mathematische Erfassung der temperaturabhängigen BBR-Kennwerte Biegekriechstei-figkeit (links) und m-Wert (rechts)

50/70SBS

PmB

PmB H

50/70GG

y = 22,25e-0,14x

R² = 0,99

0

100

200

300

400

500

600

700

800

900

1000

-30 -25 -20 -15 -10 -5 0

Bieg

ekrie

chst

eifig

keit

S [M

Pa]

Temperatur [°C]

y = 0,02x + 0,60R² = 1,00

0,000

0,100

0,200

0,300

0,400

0,500

0,600

-30 -25 -20 -15 -10 -5 0

m-W

ert [

-]

Temperatur [°C]

y = 27,92e-0,13x

R² = 1,00

0

100

200

300

400

500

600

700

800

900

1000

-30 -25 -20 -15 -10 -5 0

Bieg

ekrie

chst

eifig

keit

S [M

Pa]

Temperatur [°C]

y = 0,01x + 0,57R² = 1,00

0,000

0,100

0,200

0,300

0,400

0,500

0,600

-30 -25 -20 -15 -10 -5 0

m-W

ert [

-]

Temperatur [°C]

y = 31,15e-0,12x

R² = 1,00

0

100

200

300

400

500

600

700

800

900

1000

-30 -25 -20 -15 -10 -5 0

Bieg

ekrie

chst

eifig

keit

S [M

Pa]

Temperatur [°C]

y = 0,01x + 0,50R² = 1,00

0,000

0,100

0,200

0,300

0,400

0,500

0,600

-30 -25 -20 -15 -10 -5 0

m-W

ert [

-]

Temperatur [°C]

y = 17,42e-0,14x

R² = 0,99

0

100

200

300

400

500

600

700

800

900

1000

-30 -25 -20 -15 -10 -5 0

Bieg

ekrie

chst

eifig

keit

S [M

Pa]

Temperatur [°C]

y = 0,01x + 0,51R² = 0,99

0,000

0,100

0,200

0,300

0,400

0,500

0,600

-30 -25 -20 -15 -10 -5 0

m-W

ert [

-]

Temperatur [°C]

A-12 Anhang B

Tabelle 7d: Mathematische Erfassung der temperaturabhängigen BBR-Kennwerte Biegekriechstei-figkeit (links) und m-Wert (rechts)

50/70FT

50/70Amid

50/70Montan

50/70SBS/FT

y = 38,94e-0,12x

R² = 1,00

0

100

200

300

400

500

600

700

800

900

1000

-30 -25 -20 -15 -10 -5 0

Bieg

ekrie

chst

eifig

keit

S [M

Pa]

Temperatur [°C]

y = 0,01x + 0,46R² = 0,99

0,000

0,100

0,200

0,300

0,400

0,500

0,600

-30 -25 -20 -15 -10 -5 0

m-W

ert [

-]

Temperatur [°C]

y = 32,83e-0,12x

R² = 1,00

0

100

200

300

400

500

600

700

800

900

1000

-30 -25 -20 -15 -10 -5 0

Bieg

ekrie

chst

eifig

keit

S [M

Pa]

Temperatur [°C]

y = 0,01x + 0,49R² = 1,00

0,000

0,100

0,200

0,300

0,400

0,500

0,600

-30 -25 -20 -15 -10 -5 0

m-W

ert [

-]

Temperatur [°C]

y = 33,57e-0,12x

R² = 1,00

0

100

200

300

400

500

600

700

800

900

1000

-30 -25 -20 -15 -10 -5 0

Bieg

ekrie

chst

eifig

keit

S [M

Pa]

Temperatur [°C]

y = 0,01x + 0,47R² = 1,00

0,000

0,100

0,200

0,300

0,400

0,500

0,600

-30 -25 -20 -15 -10 -5 0

m-W

ert [

-]

Temperatur [°C]

y = 45,47e-0,11x

R² = 0,99

0

100

200

300

400

500

600

700

800

900

1000

-30 -25 -20 -15 -10 -5 0

Bieg

ekrie

chst

eifig

keit

S [M

Pa]

Temperatur [°C]

y = 0,01x + 0,47R² = 1,00

0,000

0,100

0,200

0,300

0,400

0,500

0,600

-30 -25 -20 -15 -10 -5 0

m-W

ert [

-]

Temperatur [°C]

Anhang C A-13

Anhang C: Untersuchungsergebnisse der genormten Prüfungen mit-tels Dynamischem Scher-Rheometer

• Komplexer Schermodul • Phasenwinkel • Null-Scherviskosität • Niedrig-Scherviskosität • Nachgiebigkeit (MSCR) • Rückverformung (MSCR)

A-14 Anhang C

Tabelle 8: Kompl. Schermoduln und Phasenwinkel des 20/30A bei 0,1 Hz in Abhängigkeit von der Tem-peratur

Probe 20/30A Temperatur Kompl. Schermodul [Pa] Phasenwinkel [°]

[°C] 1 2 MW 1 2 MW -10 144.100.000 148.700.000 146.400.000 22,2 22,0 22,1 0 42.560.000 44.220.000 43.390.000 33,8 33,4 33,6 10 8.987.000 9.331.000 9.159.000 46,8 46,0 46,4 20 1.295.600 1.346.600 1.321.100 57,9 57,7 57,8 30 186.980 194.120 190.550 69,5 68,9 69,2 40 29.458 30.462 29.960 76,2 76,0 76,1 50 4.719 4.871 4.795 82,3 82,3 82,3 60 912 952 932 86,2 86,0 86,1 70 192 200 196 88,7 88,3 88,5 80 51,4 53,4 52,4 89,8 89,4 89,6 90 16,7 17,3 17,0 90,0 90,0 90,0 100 6,40 6,60 6,50 90,0 90,0 90,0 110 2,76 2,88 2,82 90,0 90,0 90,0 120 1,35 1,41 1,38 90,0 90,0 90,0 130 0,70 0,72 0,71 90,0 90,0 90,0 140 0,40 0,42 0,41 90,0 90,0 90,0 150 0,24 0,26 0,25 90,0 90,0 90,0

Tabelle 9: Kompl. Schermoduln und Phasenwinkel des 20/30A bei 1,59 Hz in Abhängigkeit von der Tem-peratur


[°C] 1 2 MW 1 2 MW -10 246.100.000 251.900.000 249.000.000 15,3 14,5 14,9 0 103.970.000 108.030.000 106.000.000 24,8 24,8 24,8 10 28.055.000 28.745.000 28.400.000 37,2 36,8 37,0 20 7.463.700 7.756.300 7.610.000 49,2 49,0 49,1 30 1.386.550 1.412.450 1.399.500 61,0 60,8 60,9 40 268.798 274.702 271.750 69,6 69,0 69,3 50 52.975 54.835 53.905 75,8 75,6 75,7 60 11535 12125 11.830 81,0 80,8 80,9 70 2871 2981 2.926 84,9 84,5 84,7 80 817,9 845,9 831,9 87,2 87,0 87,1 90 268,6 282,2 275,4 88,8 88,2 88,5 100 103,9 108,9 106,4 89,7 89,1 89,4 110 45,71 47,55 46,63 90,0 89,8 89,9 120 22,36 23,38 22,87 90,0 90,0 90,0 130 11,90 12,48 12,19 90,0 90,0 90,0 140 6,82 7,08 6,95 90,0 90,0 90,0 150 4,16 4,36 4,26 90,0 90,0 90,0

Anhang C A-15

Tabelle 10: Kompl. Schermoduln und Phasenwinkel des 30/45A bei 0,1 Hz in Abhängigkeit von der Temperatur


[°C] 1 2 MW 1 2 MW -10 114.100.000 117.500.000 115.800.000 26,3 25,9 26,1 0 29.900.000 30.720.000 30.310.000 37,5 37,5 37,5 10 5.840.000 5.998.000 5.919.000 51,8 51,6 51,7 20 753.600 778.800 766.200 61,2 61,0 61,1 30 97.410 100.930 99.170 70,7 70,1 70,4 40 14.986 15.614 15.300 76,9 76,1 76,5 50 2.587 2.673 2.630 82,7 82,7 82,7 60 527 539 533 87,1 86,3 86,7 70 116 120 118 89,1 88,7 88,9 80 32,4 33,2 32,8 90,0 89,4 89,7 90 10,7 11,1 10,9 89,9 89,9 89,9 100 4,16 4,36 4,26 90,0 90,0 90,0 110 1,86 1,96 1,91 90,0 90,0 90,0 120 0,94 1,00 0,97 90,0 90,0 90,0 130 0,49 0,53 0,51 90,0 90,0 90,0 140 0,31 0,33 0,32 90,0 90,0 90,0 150 0,19 0,21 0,20 90,0 90,0 90,0



[°C] 1 2 MW 1 2 MW -10 216.700.000 221.620.000 219.160.000 16,9 16,7 16,9 0 82.590.000 86.210.000 84.400.000 28,0 27,6 28,0 10 20.372.000 21.268.000 20.820.000 40,1 39,3 40,1 20 5.020.500 5.253.100 5.136.800 51,8 51,6 51,8 30 836.910 873.490 855.200 63,0 62,6 63,0 40 141.015 145.785 143.400 70,8 70,4 70,8 50 29.636 30.964 30.300 76,2 75,8 76,2 60 6881 7205 7.043 81,3 80,7 81,3 70 1817 1861 1.839 85,1 84,5 85,1 80 529,1 546,9 538,0 87,6 87,0 87,6 90 182,0 185,2 183,6 88,9 88,7 88,9 100 78,8 80,4 79,6 89,9 89,9 89,9 110 38,22 39,02 38,62 89,7 89,7 89,7 120 20,46 20,96 20,71 90,0 90,0 90,0 130 10,84 11,36 11,10 90,0 90,0 90,0 140 6,25 6,49 6,37 90,0 90,0 90,0 150 3,87 4,01 3,94 90,0 90,0 90,0

A-16 Anhang C



[°C] 1 2 MW 1 2 MW -10 86.600.000 88.900.000 87.750.000 29,0 28,6 28,8 0 18.460.000 19.260.000 18.860.000 41,1 40,5 40,8 10 2.990.000 3.104.000 3.047.000 56,9 56,3 56,6 20 350.500 360.300 355.400 66,0 65,4 65,7 30 40.670 42.230 41.450 75,0 74,4 74,7 40 5.968 6.128 6.048 80,4 79,6 80,0 50 1.035 1.057 1.046 85,2 84,8 85,0 60 237 241 239 88,7 88,3 88,5 70 59 61 60 89,7 89,3 89,5 80 18,8 19,2 19,0 89,9 89,5 89,7 90 7,0 7,2 7,1 89,8 89,4 89,6 100 3,00 3,06 3,03 90,0 90,0 90,0 110 1,43 1,47 1,45 90,0 90,0 90,0 120 0,75 0,77 0,76 90,0 90,0 90,0 130 0,41 0,43 0,42 90,0 90,0 90,0 140 0,26 0,26 0,26 90,0 90,0 90,0 150 0,17 0,17 0,17 90,0 90,0 90,0



[°C] 1 2 MW 1 2 MW -10 163.400.000 166.800.000 165.100.000 20,7 20,5 20,6 0 54.400.000 55.870.000 55.135.000 32,2 32,2 32,2 10 12.076.000 12.524.000 12.300.000 44,8 44,2 44,5 20 2.693.800 2.798.200 2.746.000 56,9 56,7 56,8 30 360.880 377.120 369.000 67,6 67,2 67,4 40 58.204 60.346 59.275 74,2 73,6 73,9 50 13.137 13.403 13.270 79,0 78,8 78,9 60 3451 3513 3.482 83,1 82,7 82,9 70 1045 1067 1.056 86,1 85,5 85,8 80 359,4 368,2 363,8 88,1 87,9 88,0 90 138,1 141,1 139,6 89,4 88,8 89,1 100 59,7 61,6 60,7 89,8 89,6 89,7 110 28,09 29,25 28,67 90,0 90,0 90,0 120 14,85 15,25 15,05 90,0 90,0 90,0 130 8,33 8,53 8,43 90,0 90,0 90,0 140 5,07 5,25 5,16 90,0 90,0 90,0 150 3,25 3,41 3,33 90,0 90,0 90,0

Anhang C A-17

Tabelle 14: Kompl. Schermoduln und Phasenwinkel des 50/70B bei 0,1 Hz in Abhängigkeit von der Temperatur

Probe 50/70B Temperatur Kompl. Schermodul [Pa] Phasenwinkel [°]

[°C] 1 2 MW 1 2 MW -10 63.000.000 60.860.000 61.930.000 30,8 31,2 31,0 0 13.680.000 13.120.000 13.400.000 44,0 44,4 44,2 10 2.525.000 2.431.000 2.478.000 56,7 56,9 56,8 20 300.000 293.600 296.800 66,4 66,6 66,5 30 36.220 34.900 35.560 75,9 76,5 76,2 40 5.889 5.717 5.803 82,1 82,3 82,2 50 1.028 1.008 1.018 86,3 86,7 86,5 60 222 218 220 88,7 89,1 88,9 70 60 58 59 89,5 89,9 89,7 80 19,0 18,6 18,8 89,7 89,9 89,8 90 7,2 7,0 7,1 89,6 89,8 89,7 100 3,16 3,02 3,09 90,0 90,0 90,0 110 1,53 1,47 1,50 90,0 90,0 90,0 120 0,80 0,78 0,79 90,0 90,0 90,0 130 0,46 0,44 0,45 90,0 90,0 90,0 140 0,29 0,29 0,29 90,0 90,0 90,0 150 0,18 0,18 0,18 90,0 90,0 90,0

Tabelle 15: Kompl. Schermoduln und Phasenwinkel des 50/70B bei 1,59 Hz in Abhängigkeit von der Temperatur

Probe 50/70B Temperatur Kompl. Schermodul [Pa] Phasenwinkel [°]

[°C] 1 2 MW 1 2 MW -10 165.100.000 161.500.000 163.300.000 20,5 20,9 20,7 0 54.620.000 53.330.000 53.975.000 32,3 32,7 32,5 10 11.506.000 11.054.000 11.280.000 45,7 46,3 46,0 20 2.408.100 2.309.900 2.359.000 59,3 59,5 59,4 30 346.920 340.480 343.700 69,3 69,5 69,4 40 65.063 63.047 64.055 75,2 75,8 75,5 50 13.318 13.052 13.185 80,8 81,0 80,9 60 3150 3084 3.117 84,5 85,3 84,9 70 886 858 872 87,3 87,7 87,5 80 282,5 277,7 280,1 88,9 89,3 89,1 90 106,6 103,2 104,9 89,6 89,8 89,7 100 46,7 45,0 45,9 89,8 90,0 89,9 110 22,99 22,23 22,61 90,0 90,0 90,0 120 12,02 11,82 11,92 90,0 90,0 90,0 130 6,74 6,62 6,68 90,0 90,0 90,0 140 4,16 4,10 4,13 90,0 90,0 90,0 150 2,70 2,62 2,66 90,0 90,0 90,0

A-18 Anhang C

Tabelle 16: Kompl. Schermoduln und Phasenwinkel des 50/70C bei 0,1 Hz in Abhängigkeit von der Temperatur

Probe 50/70C Temperatur Kompl. Schermodul [Pa] Phasenwinkel [°]

[°C] 1 2 MW 1 2 MW -10 111.900.000 107.700.000 109.800.000 23,3 23,5 23,4 0 32.890.000 32.150.000 32.520.000 34,3 34,7 34,5 10 6.529.000 6.405.000 6.467.000 48,0 48,4 48,2 20 760.700 731.500 746.100 61,0 61,0 61,0 30 87.930 84.250 86.090 73,5 74,1 73,8 40 11.211 10.809 11.010 80,7 80,9 80,8 50 1.681 1.617 1.649 85,4 86,2 85,8 60 312 308 310 88,4 88,6 88,5 70 75 73 74,4 89,5 89,9 89,7 80 22,7 22,3 22,5 89,9 89,9 89,9 90 8,7 8,5 8,6 89,4 90,0 89,7 100 3,59 3,53 3,56 90,0 90,0 90,0 110 1,69 1,65 1,67 90,0 90,0 90,0 120 0,88 0,84 0,86 90,0 90,0 90,0 130 0,49 0,47 0,48 90,0 90,0 90,0 140 0,30 0,30 0,30 90,0 90,0 90,0 150 0,20 0,20 0,20 90,0 90,0 90,0

Tabelle 17: Kompl. Schermoduln und Phasenwinkel des 50/70C bei 1,59 Hz in Abhängigkeit von der Temperatur

Probe 50/70C Temperatur Kompl. Schermodul [Pa] Phasenwinkel [°]

[°C] 1 2 MW 1 2 MW -10 203.600.000 198.200.000 200.900.000 16,5 16,5 16,5 0 78.820.000 76.430.000 77.625.000 27,1 27,3 27,2 10 17.973.000 17.667.000 17.820.000 41,3 41,7 41,5 20 4.157.700 4.029.300 4.093.500 55,3 56,1 55,7 30 567.070 550.730 558.900 68,5 69,1 68,8 40 95.576 93.364 94.470 76,0 76,8 76,4 50 17.497 17.233 17.365 81,8 82,0 81,9 60 3818 3684 3.751 85,4 85,8 85,6 70 1013 972 992,5 87,8 88,2 88,0 80 309,4 300,0 304,7 89,0 89,6 89,3 90 112,6 110,4 111,5 90,0 90,0 90,0 100 48,0 46,8 47,4 90,0 90,0 90,0 110 23,07 22,33 22,70 90,0 90,0 90,0 120 11,93 11,67 11,80 90,0 90,0 90,0 130 6,72 6,54 6,63 90,0 90,0 90,0 140 4,01 3,89 3,95 90,0 90,0 90,0 150 2,56 2,48 2,52 90,0 90,0 90,0

Anhang C A-19



[°C] 1 2 MW 1 2 MW -10 45.400.000 47.360.000 46.380.000 36,1 35,9 36,0 0 8.900.000 9.338.000 9.119.000 50,5 50,1 50,3 10 1.489.000 1.569.000 1.529.000 61,8 61,0 61,4 20 171.200 181.000 176.100 69,0 68,6 68,8 30 19.700 20.880 20.290 76,5 75,9 76,2 40 3.225 3.369 3.297 82,1 81,7 81,9 50 589 603 596 87,1 86,5 86,8 60 137 139 138 89,3 88,7 89,0 70 39 40 39,2 89,8 89,0 89,4 80 12,8 13,4 13,1 89,8 89,2 89,5 90 5,2 5,4 5,3 89,7 89,5 89,6 100 2,30 2,42 2,36 90,0 90,0 90,0 110 1,13 1,19 1,16 90,0 90,0 90,0 120 0,59 0,61 0,60 90,0 90,0 90,0 130 0,34 0,36 0,35 90,0 90,0 90,0 140 0,21 0,21 0,21 90,0 90,0 90,0 150 0,15 0,15 0,15 90,0 90,0 90,0



[°C] 1 2 MW 1 2 MW -10 141.700.000 148.500.000 145.100.000 23,9 23,1 23,5 0 42.010.000 43.050.000 42.530.000 37,1 36,7 36,9 10 7.855.000 8.039.000 7.947.000 50,6 50,0 50,3 20 1.457.700 1.512.300 1.485.000 64,0 63,4 63,7 30 191.050 200.150 195.600 72,7 72,7 72,7 40 33.048 34.422 33.735 78,2 77,6 77,9 50 7.125 7.365 7.245 82,8 82,2 82,5 60 1816 1892 1.854 85,9 85,5 85,7 70 554 580 567,3 88,2 87,6 87,9 80 198,3 203,3 200,8 89,5 88,9 89,2 90 78,4 81,6 80,0 90,0 89,6 89,8 100 35,3 37,1 36,2 90,0 90,0 90,0 110 17,96 18,50 18,23 90,0 90,0 90,0 120 9,66 9,98 9,82 90,0 90,0 90,0 130 5,63 5,91 5,77 90,0 90,0 90,0 140 3,49 3,63 3,56 90,0 90,0 90,0 150 2,29 2,33 2,31 90,0 90,0 90,0

A-20 Anhang C

Tabelle 20: Kompl. Schermoduln und Phasenwinkel des 50/70RTFOT bei 0,1 Hz in Abhängigkeit von der Temperatur

Probe 50/70RTFOT Temperatur Kompl. Schermodul [Pa] Phasenwinkel [°]

[°C] 1 2 MW 1 2 MW -10 99.300.000 102.040.000 100.670.000 25,2 24,8 25,0 0 23.070.000 23.590.000 23.330.000 35,7 35,1 35,4 10 4.616.000 4.724.000 4.670.000 49,1 48,3 48,7 20 687.500 694.200 690.850 59,5 58,7 59,1 30 100.800 103.600 102.200 68,3 67,7 68,0 40 17.423 17.857 17.640 73,9 73,7 73,8 50 3.169 3.213 3.191 80,9 80,3 80,6 60 647 661 654 85,8 85,0 85,4 70 155 159 157 88,6 87,8 88,2 80 43,9 44,9 44,4 89,7 88,9 89,3 90 14,7 15,1 14,9 89,9 89,3 89,6 100 5,8 5,9 5,83 90,0 89,8 89,9 110 2,65 2,71 2,68 89,9 89,5 89,7 120 1,27 1,29 1,28 90,0 90,0 90,0 130 0,68 0,68 0,68 90,0 90,0 90,0 140 0,39 0,41 0,40 90,0 90,0 90,0 150 0,25 0,25 0,25 90,0 90,0 90,0

Tabelle 21: Kompl. Schermoduln und Phasenwinkel des 50/70RTFOT bei 1,59 Hz in Abhängigkeit von der Temperatur

Probe 50/70RTFOT Temperatur Kompl. Schermodul [Pa] Phasenwinkel [°]

[°C] 1 2 MW 1 2 MW -10 196.800.000 200.310.000 198.555.000 19,8 19,4 19,6 0 76.580.000 77.819.000 77.199.500 30,4 29,8 30,1 10 18.731.000 19.049.000 18.890.000 40,8 40,2 40,5 20 4.727.700 4.817.300 4.772.500 52,0 51,4 51,7 30 787.360 799.280 793.320 61,1 60,9 61,0 40 153.688 155.912 154.800 68,0 67,2 67,6 50 33.617 34.363 33.990 73,7 73,3 73,5 60 8128 8326 8.227 79,0 78,6 78,8 70 2207 2241 2.224 83,4 82,8 83,1 80 668,4 679,0 673,7 86,4 86,0 86,2 90 230,5 235,7 233,1 88,1 88,1 88,1 100 91,91 93,49 92,70 89,5 89,5 89,5 110 41,46 42,34 41,90 90,0 90,0 90,0 120 20,29 20,55 20,42 90,0 90,0 90,0 130 10,85 11,07 10,96 90,0 90,0 90,0 140 6,18 6,26 6,22 90,0 90,0 90,0 150 3,80 3,90 3,85 90,0 90,0 90,0

Anhang C A-21

Tabelle 22: Kompl. Schermoduln und Phasenwinkel des 50/70PAV bei 0,1 Hz in Abhängigkeit von der Temperatur

Probe 50/70PAV Temperatur Kompl. Schermodul [Pa] Phasenwinkel [°]

[°C] 1 2 MW 1 2 MW -10 161.700.000 165.244.034 163.472.017 17,4 17,2 17,3 0 50.850.000 51.834.672 51.342.336 25,5 25,1 25,3 10 15.517.000 15.707.016 15.612.008 35,8 35,6 35,7 20 3.006.000 3.038.844 3.022.422 44,0 43,8 43,9 30 604.350 610.496 607.423 52,1 51,9 52,0 40 126.281 128.065 127.173 60,0 59,2 59,6 50 27.765 28.139 27.952 68,7 68,7 68,7 60 6378 6488 6.433 76,1 75,9 76,0 70 1565 1581 1.573 81,4 81,2 81,3 80 422 434 428 84,9 84,1 84,5 90 128 130 129 86,6 86,2 86,4 100 42,6 43,6 43,1 88,2 87,4 87,8 110 16,1 16,5 16,3 89,2 88,8 89,0 120 7,00 7,06 7,03 90,0 90,0 90,0 130 3,30 3,34 3,32 90,0 90,0 90,0 140 1,65 1,69 1,67 90,0 90,0 90,0 150 0,87 0,89 0,88 90,0 90,0 90,0

Tabelle 23: Kompl. Schermoduln und Phasenwinkel des 50/70PAV bei 1,59 Hz in Abhängigkeit von der Temperatur

Probe 50/70PAV Temperatur Kompl. Schermodul [Pa] Phasenwinkel [°]

[°C] 1 2 MW 1 2 MW -10 310.300.000 314.900.000 312.600.000 11,9 11,7 11,8 0 156.080.000 159.120.000 157.600.000 20,2 19,6 19,9 10 59.632.000 60.488.000 60.060.000 27,4 27,0 27,2 20 18.055.200 18.604.800 18.330.000 36,0 35,4 35,7 30 4.031.090 4.102.910 4.067.000 43,9 43,5 43,7 40 937.195 953.405 945.300 51,2 50,6 50,9 50 243.710 251.090 247.400 58,9 58,3 58,6 60 66.295 68.205 67.250 65,6 65,2 65,4 70 18.294 18.686 18.490 70,7 69,9 70,3 80 5.349 5.465 5.407 75,6 75,2 75,4 90 1.661 1.703 1.682 79,4 78,6 79,0 100 564,5 578,5 571,5 83,3 82,9 83,1 110 211,0 213,8 212,4 86,1 85,9 86,0 120 92,52 93,56 93,04 87,8 87,6 87,7 130 44,04 44,86 44,45 89,6 88,8 89,2 140 21,30 21,94 21,62 90,0 89,8 89,9 150 11,35 11,45 11,40 90,0 90,0 90,0

A-22 Anhang C

Tabelle 24: Kompl. Schermoduln und Phasenwinkel des 50/70SBS bei 0,1 Hz in Abhängigkeit von der Temperatur

Probe 50/70SBS Temperatur Kompl. Schermodul [Pa] Phasenwinkel [°]

[°C] 1 2 MW 1 2 MW -10 69.100.000 65.300.000 67.200.000 29,2 29,6 29,4 0 17.440.000 16.760.000 17.100.000 40,6 41,2 40,9 10 3.489.000 3.337.000 3.413.000 51,4 51,8 51,6 20 583.900 559.180 571.540 57,8 58,6 58,2 30 97.940 93.480 95.710 61,5 62,1 61,8 40 18.804 17.796 18.300 67,5 68,1 67,8 50 3.953 3.753 3.853 71,5 71,9 71,7 60 919 869 894 76,8 77,2 77,0 70 247 235 241 78,8 79,0 78,9 80 64,5 60,9 62,7 78,7 79,5 79,1 90 22,9 21,9 22,4 77,4 78,2 77,8 100 9,5 9,1 9,27 81,5 81,5 81,5 110 5,11 4,87 4,99 83,0 83,6 83,3 120 2,76 2,62 2,69 85,5 85,7 85,6 130 1,34 1,28 1,31 88,6 89,4 89,0 140 0,71 0,67 0,69 90,0 90,0 90,0 150 0,49 0,47 0,48 90,0 90,0 90,0

Tabelle 25: Kompl. Schermoduln und Phasenwinkel des 50/70SBS bei 1,59 Hz in Abhängigkeit von der Temperatur

Probe 50/70SBS Temperatur Kompl. Schermodul [Pa] Phasenwinkel [°]

[°C] 1 2 MW 1 2 MW -10 148.800.000 140.400.000 144.600.000 20,8 21,0 20,9 0 54.300.000 50.380.000 52.340.000 31,7 31,7 31,7 10 15.172.000 14.248.000 14.710.000 42,5 42,7 42,6 20 3.422.500 3.273.500 3.348.000 52,9 53,1 53,0 30 621.070 595.930 608.500 61,2 61,8 61,5 40 137.231 130.569 133.900 64,2 64,6 64,4 50 34.471 32.889 33.680 66,7 67,1 66,9 60 9.477 8.925 9.201 71,0 71,2 71,1 70 2.901 2.701 2.801 69,7 69,7 69,7 80 926,7 869,3 898,0 73,1 73,3 73,2 90 350,7 325,5 338,1 73,9 74,3 74,1 100 136,4 127,6 132,0 77,0 77,2 77,1 110 57,99 55,41 56,70 75,9 76,5 76,2 120 31,75 30,45 31,10 88,4 89,0 88,7 130 16,92 16,08 16,50 89,8 90,0 89,9 140 10,96 10,46 10,71 89,6 90,0 89,8 150 7,20 6,92 7,06 90,0 90,0 90,0

Anhang C A-23

Tabelle 26: Kompl. Schermoduln und Phasenwinkel des PmB bei 0,1 Hz in Abhängigkeit von der Temperatur

Probe PmB Temperatur Kompl. Schermodul [Pa] Phasenwinkel [°]

[°C] 1 2 MW 1 2 MW -10 85.000.000 86.860.000 85.930.000 27,2 27,0 27,1 0 21.260.000 21.780.000 21.520.000 41,1 40,5 40,8 10 3.768.000 3.808.000 3.788.000 54,6 54,4 54,5 20 517.900 533.738 525.819 61,2 60,6 60,9 30 72.620 73.360 72.990 67,2 67,0 67,1 40 13.394 13.666 13.530 69,9 69,1 69,5 50 2.886 2.918 2.902 78,1 78,1 78,1 60 756 770 763 79,0 78,8 78,9 70 160 162 161 80,9 80,1 80,5 80 47,3 47,9 47,6 77,5 76,9 77,2 90 17,1 17,5 17,3 82,1 81,5 81,8 100 7,5 7,7 7,61 81,9 81,3 81,6 110 3,82 3,88 3,85 85,7 85,3 85,5 120 2,08 2,12 2,10 87,1 86,7 86,9 130 1,03 1,05 1,04 89,6 89,4 89,5 140 0,54 0,54 0,54 90,0 90,0 90,0 150 0,34 0,34 0,34 90,0 90,0 90,0

Tabelle 27: Kompl. Schermoduln und Phasenwinkel des PmB bei 1,59 Hz in Abhängigkeit von der Temperatur

Probe PmB Temperatur Kompl. Schermodul [Pa] Phasenwinkel [°]

[°C] 1 2 MW 1 2 MW -10 171.400.000 174.400.000 172.900.000 19,0 18,2 18,6 0 63.420.000 64.740.000 64.080.000 30,5 30,1 30,3 10 17.015.000 17.425.000 17.220.000 43,7 42,9 43,3 20 3.493.500 3.660.500 3.577.000 56,4 56,0 56,2 30 583.850 604.150 594.000 66,1 65,7 65,9 40 103.774 106.826 105.300 68,3 68,1 68,2 50 25.716 26.924 26.320 68,8 68,2 68,5 60 7.280 7.646 7.463 74,4 74,0 74,2 70 2.103 2.215 2.159 78,7 77,9 78,3 80 663,6 684,2 673,9 77,1 76,9 77,0 90 245,4 250,0 247,7 77,7 77,7 77,7 100 113,5 115,9 114,7 78,6 78,6 78,6 110 53,21 54,87 54,04 85,7 85,7 85,7 120 29,24 30,40 29,82 89,9 89,5 89,7 130 15,46 16,18 15,82 90,0 90,0 90,0 140 8,75 9,03 8,89 90,0 90,0 90,0 150 5,14 5,32 5,23 90,0 90,0 90,0

A-24 Anhang C

Tabelle 28: Kompl. Schermoduln und Phasenwinkel des PmB H bei 0,1 Hz in Abhängigkeit von der Temperatur

Probe PmB H Temperatur Kompl. Schermodul [Pa] Phasenwinkel [°]

[°C] 1 2 MW 1 2 MW -10 62.600.000 65.680.000 64.140.000 27,6 27,2 27,4 0 17.520.000 18.060.000 17.790.000 37,0 36,6 36,8 10 3.724.000 3.860.000 3.792.000 48,0 47,2 47,6 20 559.100 587.596 573.348 55,0 54,4 54,7 30 85.210 88.170 86.690 62,3 61,9 62,1 40 14.922 15.658 15.290 65,6 65,2 65,4 50 3.873 3.989 3.931 67,1 66,7 66,9 60 1181 1241 1.211 70,0 69,8 69,9 70 365 383 374 72,9 72,3 72,6 80 102 106 104 74,3 73,9 74,1 90 35,2 37,0 36,1 76,6 76,0 76,3 100 11,1 11,5 11,3 81,8 81,6 81,7 110 4,86 5,04 4,95 88,4 88,0 88,2 120 2,54 2,64 2,59 88,2 88,0 88,1 130 1,19 1,25 1,22 90,0 90,0 90,0 140 0,64 0,66 0,65 90,0 90,0 90,0 150 0,41 0,43 0,42 90,0 90,0 90,0

Tabelle 29: Kompl. Schermoduln und Phasenwinkel des PmB H bei 1,59 Hz in Abhängigkeit von der Temperatur

Probe PmB H Temperatur Kompl. Schermodul [Pa] Phasenwinkel [°]

[°C] 1 2 MW 1 2 MW -10 132.000.000 138.400.000 135.200.000 21,1 20,5 20,8 0 49.140.000 50.580.000 49.860.000 30,0 29,2 29,6 10 14.316.000 14.704.000 14.510.000 39,3 39,1 39,2 20 3.312.500 3.483.500 3.398.000 50,3 49,9 50,1 30 527.580 547.820 537.700 59,7 59,5 59,6 40 121.087 125.313 123.200 62,6 62,6 62,6 50 32.237 33.883 33.060 63,2 62,6 62,9 60 9.227 9.699 9.463 63,7 63,3 63,5 70 2.752 2.902 2.827 65,6 65,0 65,3 80 950,7 985,7 968,2 67,0 66,8 66,9 90 363,7 375,9 369,8 67,1 66,5 66,8 100 143,8 146,2 145,0 68,5 68,3 68,4 110 61,07 62,33 61,70 83,6 83,0 83,3 120 33,23 33,87 33,55 87,9 87,1 87,5 130 17,23 17,85 17,54 90,0 90,0 90,0 140 10,25 10,43 10,34 89,5 88,9 89,2 150 6,09 6,21 6,15 89,7 89,3 89,5

Anhang C A-25

Tabelle 30: Kompl. Schermoduln und Phasenwinkel des 50/70GG bei 0,1 Hz in Abhängigkeit von der Temperatur

Probe 50/70GG

Temperatur Kompl. Schermodul [Pa] Phasenwinkel [°] [°C] 1 2 MW 1 2 MW -10 56.000.000 52.660.000 54.330.000 27,4 27,8 27,6 0 12.000.000 11.320.000 11.660.000 44,6 45,2 44,9 10 2.837.000 2.665.000 2.751.000 49,0 49,6 49,3 20 467.200 434.818 451.009 53,5 53,9 53,7 30 76.540 71.340 73.940 56,9 57,3 57,1 40 17.313 16.147 16.730 66,2 66,2 66,2 50 3.642 3.408 3.525 74,9 75,1 75,0 60 864 812 838 81,2 81,8 81,5 70 244 228 236 84,5 84,9 84,7 80 81,7 74,7 78,2 84,7 85,3 85,0 90 32,1 29,5 30,8 83,2 83,2 83,2 100 14,6 13,6 14,1 82,4 82,8 82,6 110 8,25 7,69 7,97 77,4 78,2 77,8 120 5,82 5,42 5,62 69,0 69,4 69,2 130 3,52 3,26 3,39 69,4 69,6 69,5 140 2,65 2,41 2,53 71,0 71,8 71,4 150 2,38 2,16 2,27 68,8 68,8 68,8

Tabelle 31: Kompl. Schermoduln und Phasenwinkel des 50/70GG bei 1,59 Hz in Abhängigkeit von der Temperatur

Probe 50/70GG

Temperatur Kompl. Schermodul [Pa] Phasenwinkel [°] [°C] 1 2 MW 1 2 MW -10 115.800.000 109.000.000 112.400.000 19,7 20,5 20,1 0 39.450.000 37.230.000 38.340.000 31,3 31,5 31,4 10 11.532.000 10.728.000 11.130.000 40,4 41,2 40,8 20 2.446.800 2.231.200 2.339.000 51,6 51,8 51,7 30 498.270 453.930 476.100 59,4 59,4 59,4 40 117.942 108.458 113.200 61,1 61,7 61,4 50 31.214 28.306 29.760 65,3 65,5 65,4 60 9.310 8.582 8.946 71,6 71,8 71,7 70 3.102 2.822 2.962 77,2 77,8 77,5 80 1100 1016 1.058 81,5 81,7 81,6 90 429,0 403,4 416,2 83,5 83,9 83,7 100 191,2 180,0 185,6 84,3 84,7 84,5 110 96,39 91,05 93,72 83,4 83,6 83,5 120 55,10 51,20 53,15 80,5 80,9 80,7 130 32,40 30,44 31,42 80,4 80,4 80,4 140 20,52 18,84 19,68 80,0 80,4 80,2 150 13,44 12,56 13,00 80,9 81,5 81,2

A-26 Anhang C

Tabelle 32: Kompl. Schermoduln und Phasenwinkel des 50/70FT bei 0,1 Hz in Abhängigkeit von der Temperatur

Probe 50/70FT

Temperatur Kompl. Schermodul [Pa] Phasenwinkel [°] [°C] 1 2 MW 1 2 MW -10 106.000.000 101.400.000 103.700.000 24,9 25,5 25,2 0 30.420.000 28.520.000 29.470.000 35,0 35,4 35,2 10 8.245.000 7.887.000 8.066.000 37,9 38,1 38,0 20 1.850.200 1.740.440 1.795.320 40,5 40,9 40,7 30 408.570 390.630 399.600 41,9 42,7 42,3 40 88.063 83.737 85.900 46,4 46,8 46,6 50 21.265 19.895 20.580 44,2 44,8 44,5 60 7.119 6.741 6.930 43,6 44,4 44,0 70 2.114 1.962 2.038 49,9 50,1 50,0 80 658 612 635 47,9 47,9 47,9 90 257 241 249 48,1 48,1 48,1 100 25,4 23,8 24,6 53,8 54,6 54,2 110 1,22 1,14 1,18 75,0 75,0 75,0 120 0,63 0,61 0,62 90,0 90,0 90,0 130 0,37 0,35 0,36 90,0 90,0 90,0 140 0,23 0,21 0,22 90,0 90,0 90,0 150 0,15 0,15 0,15 90,0 90,0 90,0

Anhang C A-27

Tabelle 33: Kompl. Schermoduln und Phasenwinkel des 50/70FT bei 1,59 Hz in Abhängigkeit von der Temperatur

Probe 50/70FT

Temperatur Kompl. Schermodul [Pa] Phasenwinkel [°] [°C] 1 2 MW 1 2 MW -10 213.900.000 203.500.000 208.700.000 18,5 19,1 18,8 0 80.670.000 76.330.000 78.500.000 27,4 27,6 27,5 10 26.069.000 24.751.000 25.410.000 33,9 34,7 34,3 20 7.151.200 6.832.800 6.992.000 41,8 42,4 42,1 30 1.793.000 1.715.000 1.754.000 48,7 48,7 48,7 40 446.979 426.521 436.750 60,6 61,2 60,9 50 99.045 94.175 96.610 67,0 67,8 67,4 60 28.820 27.570 28.195 67,4 67,8 67,6 70 7.717 7.287 7.502 69,0 69,6 69,3 80 2194 2100 2.147 69,3 69,5 69,4 90 731,6 700,2 715,9 68,1 68,5 68,3 100 151,3 142,9 147,1 76,7 76,7 76,7 110 18,61 17,63 18,12 88,2 88,2 88,2 120 9,90 9,44 9,67 90,0 90,0 90,0 130 5,74 5,46 5,60 90,0 90,0 90,0 140 3,29 3,15 3,22 90,0 90,0 90,0 150 2,31 2,19 2,25 90,0 90,0 90,0 130* 5,50 5,34 5,42 90,0 90,0 90,0 120* 9,60 9,23 9,41 90,0 90,0 90,0 110* 17,93 17,29 17,61 90,0 90,0 90,0 100* 37,71 36,53 37,12 90,0 90,0 90,0 90* 84,14 81,66 82,90 88,0 88,8 88,4 80* 2.064 2.004 2.034 70,8 71,3 71,0 70* 8.183 7.905 8.044 66,1 66,5 66,3 60* 32.120 30.680 31.400 64,7 64,8 64,8

* Messwerte während stufenweiser Abkühlung der Probe bestimmt

A-28 Anhang C

Tabelle 34: Kompl. Schermoduln und Phasenwinkel des 50/70Amid bei 0,1 Hz in Abhängigkeit von der Temperatur

Probe 50/70Amid

Temperatur Kompl. Schermodul [Pa] Phasenwinkel [°] [°C] 1 2 MW 1 2 MW -10 83.300.000 76.960.000 80.130.000 27,6 28,2 27,9 0 22.920.000 20.920.000 21.920.000 37,8 37,8 37,8 10 4.667.000 4.287.000 4.477.000 46,5 47,1 46,8 20 798.600 750.488 774.544 50,0 50,2 50,1 30 139.230 128.770 134.000 53,1 53,7 53,4 40 26.799 24.821 25.810 55,4 55,6 55,5 50 8.623 7.841 8.232 48,5 49,1 48,8 60 4.781 4.347 4.564 41,9 41,9 41,9 70 3.873 3.537 3.705 22,6 23,2 22,9 80 3092 2844 2.968 16,8 17,6 17,2 90 2108 1918 2.013 15,9 16,3 16,1 100 866 800 833 21,7 21,7 21,7 110 117 107 112 36,1 36,5 36,3 120 0,75 0,69 0,72 80,5 80,9 80,7 130 0,36 0,34 0,35 90,0 90,0 90,0 140 0,24 0,22 0,23 90,0 90,0 90,0 150 0,16 0,14 0,15 90,0 90,0 90,0

Anhang C A-29

Tabelle 35: Kompl. Schermoduln und Phasenwinkel des 50/70Amid bei 1,59 Hz in Abhängigkeit von der Temperatur

Probe 50/70Amid

Temperatur Kompl. Schermodul [Pa] Phasenwinkel [°] [°C] 1 2 MW 1 2 MW -10 174.400.000 161.400.000 167.900.000 20,3 20,7 20,5 0 65.130.000 60.730.000 62.930.000 30,2 30,2 30,2 10 17.554.000 16.746.000 17.150.000 39,7 39,9 39,8 20 4.015.000 3.773.000 3.894.000 48,7 49,1 48,9 30 828.030 785.970 807.000 55,0 55,4 55,2 40 161.260 153.140 157.200 60,9 61,7 61,3 50 46.530 44.330 45.430 59,1 59,7 59,4 60 18.609 17.771 18.190 55,5 55,7 55,6 70 10.216 9.586 9.901 39,2 39,8 39,5 80 6634 6268 6.451 34,1 34,7 34,4 90 4104 3838 3.971 31,1 31,1 31,1 100 1748 1628 1.688 31,2 31,4 31,3 110 289,6 275,6 282,6 40,0 40,0 40,0 120 10,39 9,67 10,03 89,1 89,1 89,1 130 5,58 5,26 5,42 90,0 90,0 90,0 140 3,58 3,32 3,45 89,0 89,6 89,3 150 2,34 2,18 2,26 90,0 90,0 90,0 130* 5,26 5,16 5,21 90,0 90,0 90,0 120* 9,71 9,63 9,67 90,0 90,0 90,0 110* 356,1 333,4 344,8 43,2 43,7 43,4 100* 1.668 1.556 1.612 36,4 37,0 36,7 90* 3.691 3.497 3.594 34,3 34,9 34,6 80* 6.110 5.866 5.988 33,0 33,3 33,2 70* 9.281 9.013 9.147 38,2 38,7 38,5 60* 17.410 17.010 17.210 52,8 53,4 53,1


A-30 Anhang C

Tabelle 36: Kompl. Schermoduln und Phasenwinkel des 50/70Montan bei 0,1 Hz in Abhängigkeit von der Temperatur

Probe 50/70Montan


Anhang C A-31

Tabelle 37: Kompl. Schermoduln und Phasenwinkel des 50/70Montan bei 1,59 Hz in Abhängigkeit von der Temperatur

Probe 50/70Montan

Temperatur Kompl. Schermodul [Pa] Phasenwinkel [°] [°C] 1 2 MW 1 2 MW -10 187.100.000 191.100.000 189.100.000 19,5 19,3 19,4 0 65.460.000 68.240.000 66.850.000 28,6 27,8 28,2 10 19.963.000 20.877.000 20.420.000 36,7 36,5 36,6 20 5.147.200 5.378.800 5.263.000 43,8 43,6 43,7 30 1.195.110 1.252.890 1.224.000 51,4 50,8 51,1 40 276.937 291.263 284.100 61,5 61,1 61,3 50 62.575 64.605 63.590 67,1 66,5 66,8 60 16.522 16.838 16.680 70,3 69,9 70,1 70 4.623 4.777 4.700 68,0 68,0 68,0 80 1577 1629 1.603 66,2 66,2 66,2 90 634,9 648,3 641,6 66,5 66,3 66,4 100 214,5 219,5 217,0 67,7 67,5 67,6 110 29,54 30,22 29,88 80,3 79,7 80,0 120 9,40 9,80 9,60 90,0 90,0 90,0 130 5,46 5,68 5,57 90,0 90,0 90,0 140 3,01 3,15 3,08 90,0 90,0 90,0 150 2,17 2,27 2,22 90,0 90,0 90,0 130* 5,28 5,54 5,41 90,0 90,0 90,0 120* 9,24 9,59 9,41 90,0 90,0 90,0 110* 19,38 20,28 19,83 90,0 90,0 90,0 100* 42,28 43,26 42,77 90,0 90,0 90,0 90* 94,06 95,36 94,71 90,0 90,0 90,0 80* 1831 1863 1.847 64,2 63,9 64,1 70* 5391 5487 5.439 61,9 61,6 61,7 60* 18610 18878 18.744 60,0 59,5 59,8


A-32 Anhang C

Tabelle 38: Kompl. Schermoduln und Phasenwinkel des 50/70SBS/FT bei 0,1 Hz in Abhängigkeit von der Temperatur

Probe 50/70SBS/FT


Anhang C A-33

Tabelle 39: Kompl. Schermoduln und Phasenwinkel des 50/70SBS/FT bei 1,59 Hz in Abhängigkeit von der Temperatur

Probe 50/70SBS/FT

Temperatur Kompl. Schermodul [Pa] Phasenwinkel [°] [°C] 1 2 MW 1 2 MW -10 180.500.000 189.100.000 184.800.000 18,3 18,1 18,2 0 73.690.000 78.670.000 76.180.000 26,6 26,2 26,4 10 25.254.000 26.846.000 26.050.000 34,1 33,7 33,9 20 7.492.600 7.961.400 7.727.000 42,1 41,7 41,9 30 1.962.330 2.101.670 2.032.000 49,9 49,3 49,6 40 479.395 506.765 493.080 61,4 61,0 61,2 50 121.772 127.428 124.600 62,8 62,2 62,5 60 32.438 33.882 33.160 65,1 64,5 64,8 70 8.346 8.746 8.546 65,2 64,8 65,0 80 2539 2649 2.594 63,8 63,4 63,6 90 602,0 635,2 618,6 72,9 72,9 72,9 100 89,92 93,68 91,80 84,7 84,3 84,5 110 44,64 46,66 45,65 90,0 90,0 90,0 120 23,47 24,99 24,23 90,0 90,0 90,0 130 12,64 13,18 12,91 90,0 90,0 90,0 140 7,31 7,81 7,56 90,0 90,0 90,0 150 4,47 4,73 4,60 90,0 90,0 90,0 130* 12,61 12,85 12,73 90,0 90,0 90,0 120* 22,24 22,52 22,38 90,0 90,0 90,0 110* 42,81 43,07 42,94 90,0 90,0 90,0 100* 81,94 82,34 82,14 90,0 90,0 90,0 90* 186,1 187,9 187,0 86,8 86,0 86,4 80* 1.570 1.580 1.575 61,0 60,4 60,7 70* 9.358 9.402 9.380 50,4 49,6 50,0 60* 33.310 33.610 33.460 47,5 47,1 47,3


A-34 Anhang C

Tabelle 40: Null-Scherviskosität bei 60 °C

Probe ZSV [Pa s]

1 2 MW 20/30A 1.664 1.640 1.652 30/45A 1.033 1.015 1.024 50/70A 427 443 435 50/70B 408 408 408 50/70C 474 468 471 70/100A 256 256 256

50/70RTFOT 1.239 1.253 1.246 50/70PAV 24.951 24.993 24.972 50/70SBS 2.030 2.120 2.075

PmB 2.636 2.510 2.573 PmB H 8.593 8.311 8.452 50/70GG 6.906 7.234 7.070 50/70FT 21.549.379 20.246.157 20.897.768

50/70Amid 4.656.590 4.881.438 4.769.014 50/70Montan 1.788.502 1.732.594 1.760.548 50/70SBS/FT 5.223.395 5.485.303 5.354.349

Tabelle 41: Kompl. Viskosität (Niedrig-Scherviskosität) bei 60 °C der unmodifizierten Bitumen

Probe Kompl. Viskosität [Pa s] bei

1,59 Hz 1,00 Hz 0,30 Hz 0,10 Hz 0,03 Hz 0,01 Hz

20/30A 1 1.217 1.276 1.406 1.489 1.554 1.587 2 1.209 1.266 1.396 1.479 1.544 1.577

MW 1.213 1.271 1.401 1.484 1.549 1.582

30/45A 1 740 775 880 928 970 989 2 744 779 883 933 974 995

MW 742 777 882 931 972 992

50/70A 1 364 385 406 418 423 426 2 362 383 404 416 420 424

MW 363 384 405 417 422 425

50/70B 1 331 340 358 368 378 391 2 329 338 356 365 375 389

MW 330 339 357 366 377 390

50/70C 1 383 384 394 418 427 464 2 378 380 390 413 422 459

MW 380 382 392 416 425 462

70/100A 1 199 211 222 229 239 252 2 202 214 226 233 242 255

MW 201 212 224 231 240 253

50/70RTFOT 1 889 940 1.055 1.136 1.193 1.225 2 897 950 1.065 1.146 1.205 1.235

MW 893 945 1.060 1.141 1.199 1.230

50/70PAV 1 6.987 7.996 10.992 14.114 17.625 20.550 2 7.031 8.052 11.068 14.226 17.735 20.690

MW 7.009 8.024 11.030 14.170 17.680 20.620

Anhang C A-35

Tabelle 42: Kompl. Viskosität (Niedrig-Scherviskosität) bei 60 °C der modifizierten Bitumen

Probe Kompl. Viskosität [Pa s] bei

1,59 Hz 1,00 Hz 0,30 Hz 0,10 Hz 0,03 Hz 0,01 Hz

50/70SBS 1 893 971 1.169 1.361 1.675 2.216 2 921 1.000 1.203 1.403 1.723 2.288

MW 907 985 1.186 1.382 1.699 2.252

PmB 1 765 934 1.155 1.444 1.848 2.330 2 750 919 1.134 1.416 1.814 2.287

MW 757 926 1.144 1.430 1.831 2.308

PmB H 1 1.014 1.164 1.707 2.526 4.056 6.577 2 978 1.120 1.645 2.432 3.898 6.341

MW 996 1.142 1.676 2.479 3.977 6.459

50/70GG 1 951 1.080 1.444 1.801 2.232 2.866 2 1.027 1.166 1.562 1.942 2.408 3.102

MW 989 1.123 1.503 1.871 2.320 2.984

50/70FT 1 3.002 3.598 6.449 12.569 30.191 66.065 2 3.170 3.806 6.823 13.291 31.989 69.765

MW 3.086 3.702 6.636 12.930 31.090 67.915

50/70Amid 1 1.937 2.315 4.075 7.723 17.679 42.302 2 1.843 2.205 3.877 7.355 16.841 40.218

MW 1.890 2.260 3.976 7.539 17.260 41.260

50/70Montan 1 1.604 1.858 3.024 5.441 12.181 28.330 2 1.536 1.778 2.892 5.205 11.679 27.090

MW 1.570 1.818 2.958 5.323 11.930 27.710

50/70SBS/FT 1 3.517 4.141 6.663 11.075 21.355 43.424 2 3.277 3.845 6.187 10.265 19.865 40.356

MW 3.397 3.993 6.425 10.670 20.610 41.890

A-36 Anhang C

Tabelle 43: Nachgiebigkeit und Rückverformung (MSCR-Prüfung) der unmodifizierten Bitumen

Probe Jnr 0,1kPa R0,1kPa Jnr 1,6kPa R1,6kPa Jnr 3,2kPa R3,2kPa kPa-1 % kPa-1 % kPa-1 %

20/30A 1 0,624 11,30 0,640 6,40 0,660 6,18 2 0,616 11,80 0,632 6,70 0,652 6,48

MW 0,620 11,55 0,636 6,55 0,656 6,33

30/45A 1 0,999 9,62 1,037 4,82 1,088 4,21 2 1,013 9,12 1,053 4,56 1,106 3,99

MW 1,006 9,37 1,045 4,69 1,097 4,10

50/70A 1 2,326 4,08 2,482 1,23 2,577 0,24 2 2,304 4,34 2,458 1,29 2,553 0,26

MW 2,315 4,21 2,47 1,26 2,565 0,25

50/70B 1 2,534 3,09 2,840 1,02 2,980 0,13 2 2,492 4,21 2,786 1,16 2,930 0,15

MW 2,513 3,65 2,813 1,09 2,955 0,14

50/70C 1 3,427 1,11 3,571 0,63 3,656 0,71 2 3,325 1,95 3,461 1,87 3,546 1,25

MW 3,376 1,53 3,516 1,25 3,601 0,98

70/100A 1 3,827 3,83 4,065 2,80 4,212 1,37 2 3,927 2,63 4,169 1,62 4,318 0,79

MW 3,877 3,23 4,117 2,21 4,265 1,08

50/70RTFOT 1 0,810 12,89 0,850 7,56 0,900 6,28 2 0,796 13,99 0,836 8,22 0,886 6,82

MW 0,803 13,44 0,843 7,89 0,893 6,55

50/70PAV 1 0,054 47,44 0,050 46,99 0,051 46,09 2 0,052 49,42 0,048 48,91 0,049 48,13

MW 0,053 48,43 0,049 47,95 0,05 47,11

Anhang C A-37

Tabelle 44: Nachgiebigkeit und Rückverformung (MSCR-Prüfung) der modifizierten Bitumen

Probe Jnr 0,1kPa R0,1kPa Jnr 1,6kPa R1,6kPa Jnr 3,2kPa R3,2kPa kPa-1 % kPa-1 % kPa-1 %

50/70SBS 1 0,408 50,71 0,632 25,38 0,747 19,17 2 0,434 48,35 0,672 24,24 0,793 18,31

MW 0,421 49,53 0,652 24,81 0,77 18,74

PmB 1 0,372 55,99 0,405 51,40 0,538 44,59 2 0,358 58,53 0,391 53,68 0,520 46,57

MW 0,365 57,26 0,398 52,54 0,529 45,58

PmB H 1 0,163 83,91 0,413 57,03 0,583 52,11 2 0,157 87,29 0,395 59,31 0,559 54,13

MW 0,160 85,60 0,404 58,17 0,571 53,12

50/70GG 1 0,142 67,61 0,328 34,97 0,427 25,12 2 0,132 75,13 0,304 38,89 0,397 27,92

MW 0,137 71,37 0,316 36,93 0,412 26,52

50/70FT 1 0,014 90,49 0,077 72,81 0,432 26,38 2 0,014 86,07 0,079 69,37 0,448 25,08

MW 0,014 88,28 0,078 71,09 0,44 25,73

50/70Amid 1 0,027 89,42 0,263 47,21 0,766 15,08 2 0,029 83,74 0,275 44,23 0,802 14,14

MW 0,028 86,58 0,269 45,72 0,784 14,61

50/70Montan 1 0,054 89,68 0,492 35,41 1,234 8,68 2 0,056 84,28 0,506 33,31 1,272 8,14

MW 0,055 86,98 0,499 34,36 1,253 8,41

50/70SBS/FT 1 0,016 84,88 0,054 72,22 0,139 50,27 2 0,016 87,32 0,050 74,14 0,131 51,65

MW 0,016 86,10 0,052 73,18 0,135 50,96

A-38 Anhang D

Anhang D: Untersuchungsergebnisse der nicht genormten Prüfungen mittels Dynamischem Scher-Rheometer

• SRV • ZRV • MSCRPK • MSCRPK90 • Kompl. Schermodul bis konstanter Scherspannung von 5 kPa • Lissajous-Figuren bei 1 % bzw. 1.000 % Deformation

Anhang D A-39

Tabelle 45: Scherspannung τ1 und τ30 bzw. Deformation γ60 des Scherspannungs-Relaxations-Ver-suchs

Probe Scherspannung Deformation

τ1 [kPa] τ30 [kPa] γ60 [%] 1 2 MW 1 2 MW 1 2 MW

20/30A 42,2 43,6 42,9 3,93 4,19 4,06 0,084 0,086 0,085 30/45A 28,4 27,4 27,9 1,44 1,36 1,40 0,082 0,086 0,084 50/70A 20,8 21,6 21,2 0,94 1,00 0,97 0,076 0,074 0,075 50/70B 17,0 17,0 17,0 0,79 0,79 0,79 0,079 0,079 0,079 50/70C 37,2 38,0 37,6 3,56 3,70 3,63 0,070 0,072 0,071 70/100A 9,3 8,8 9,1 0,28 0,26 0,27 0,081 0,087 0,084

50/70RTFOT 27,6 27,2 27,4 1,95 1,89 1,92 0,068 0,066 0,067 50/70PAV 43,6 49,0 46,3 4,27 5,07 4,67 0,089 0,081 0,085 50/70SBS 14,2 10,8 12,5 0,80 0,58 0,69 0,083 0,075 0,079

PmB 14,6 15,8 15,2 0,53 0,59 0,56 0,077 0,071 0,074 PmB H 12,9 14,3 13,6 0,76 0,88 0,82 0,064 0,070 0,067 50/70GG 16,9 18,3 17,6 1,11 1,27 1,19 0,068 0,074 0,071 50/70FT 37,6 33,6 35,6 3,96 3,30 3,63 0,059 0,067 0,063

50/70Amid 26,7 24,1 25,4 2,42 2,08 2,25 0,073 0,065 0,069 50/70Montan 26,0 29,6 27,8 2,91 3,61 3,26 0,059 0,067 0,063 50/70SBS/FT 35,3 41,1 38,2 3,49 4,39 3,94 0,060 0,054 0,057

Tabelle 46: Zugspannung σZ,5 und σZ,60 des Zug-Relaxations-Versuchs

Probe Zugspannung

σZ,5 [kPa] σZ,60 [kPa] 1 2 MW 1 2 MW

20/30A 109,2 107,0 108,1 38,7 37,3 38,0 30/45A 99,7 97,9 98,8 22,7 21,9 22,3 50/70A 75,6 75,2 75,4 14,8 14,6 14,7 50/70B 73,3 73,1 73,2 15,5 15,3 15,4 50/70C 111,4 119,4 115,4 32,5 33,5 33,0 70/100A 54,4 52,6 53,5 9,6 9,2 9,4

50/70RTFOT 95,9 97,5 96,7 22,8 23,0 22,9 50/70PAV 151,6 137,4 144,5 51,9 47,1 49,5 50/70SBS 59,3 61,7 60,5 9,7 13,1 11,4

PmB 70,3 72,9 71,6 10,5 11,7 11,1 PmB H 85,7 96,5 91,1 15,8 17,6 16,7 50/70GG 95,9 81,9 88,9 25,6 22,6 24,1 50/70FT 119,3 134,1 126,7 40,5 49,1 44,8

50/70Amid 85,4 99,2 92,3 27,6 31,2 29,4 50/70Montan 123,1 112,1 117,6 44,0 38,8 41,4 50/70SBS/FT 121,2 135,4 128,3 46,7 53,5 50,1

A-40 Anhang D

Tabelle 47: Nachgiebigkeit und Rückverformung (MSCRPK und MSCRPK90) der unmodifizierten Bitu-men


Jnr 3,2kPa R3,2kPa Jnr 3,2kPa R3,2kPa kPa-1 % kPa-1 %

20/30A 1 0,614 6,6 0,604 7,2 2 0,608 7,0 0,600 7,6

MW 0,611 6,8 0,602 7,4

30/45A 1 1,024 4,3 1,019 4,3 2 1,012 4,6 0,997 4,7

MW 1,018 4,4 1,008 4,5

50/70A 1 2,722 0,8 2,746 1,2 2 2,688 1,1 2,754 1,2

MW 2,705 0,9 2,750 1,2

50/70B 1 2,718 0,8 2,730 1,4 2 2,692 1,0 2,770 1,0

MW 2,705 0,9 2,750 1,2

50/70C 1 3,442 0,6 3,401 0,6 2 3,480 0,5 3,471 0,4

MW 3,461 0,5 3,436 0,5

70/100A 1 3,587 0,9 3,621 0,8 2 3,629 0,8 3,585 1,0

MW 3,608 0,9 3,603 0,9

50/70RTFOT 1 0,917 5,6 0,891 6,8 2 0,901 6,7 0,895 6,4

MW 0,909 6,1 0,893 6,6

50/70PAV 1 0,060 42,9 0,058 48,7 2 0,060 45,5 0,058 50,5

MW 0,060 44,2 0,058 49,6

Anhang D A-41

Tabelle 48: Nachgiebigkeit und Rückverformung (MSCRPK und MSCRPK90) der modifizierten Bitumen


Jnr 3,2kPa R3,2kPa Jnr 3,2kPa R3,2kPa kPa-1 % kPa-1 %

50/70SBS 1 0,769 16,5 0,676 19,6 2 0,803 15,0 0,638 22,2

MW 0,786 15,7 0,657 20,9

PmB 1 0,729 30,0 0,649 34,9 2 0,751 27,5 0,659 33,5

MW 0,740 28,8 0,654 34,2

PmB H 1 0,954 38,2 0,850 44,3 2 0,918 41,2 0,810 47,9

MW 0,936 39,7 0,830 46,1

50/70GG 1 - - 0,307 40,0 2 - - 0,335 34,4

MW - - 0,321 37,2

50/70FT 1 0,785 11,4 0,578 19,1 2 0,759 12,1 0,546 21,1

MW 0,772 11,8 0,562 20,1

50/70Amid 1 1,341 6,0 1,103 9,0 2 1,305 6,8 1,057 10,8

MW 1,323 6,4 1,080 9,9

50/70Montan 1 2,032 3,5 1,678 5,1 2 2,114 2,9 1,696 4,9

MW 2,073 3,2 1,687 5,0

50/70SBS/FT 1 0,210 41,6 0,120 61,2 2 0,226 39,2 0,114 63,8

MW 0,218 40,4 0,117 62,5

A-42 Anhang D

Tabelle 49: Komplexe Viskosität, LVE-Grenze, Scherspannung bei 70 % bzw. 85 % der kompl. Vis-kosität der unmodifizierten Bitumen

Probe η* im

LVE-Bereich LVE-Grenze Scherspannung bei η* = 70 %

Scherspannung bei η* = 85 %

kPa s % k Pa k Pa

20/30A 1 1,212 34 36,8 9,8 2 1,154 38 32,8 8,8

MW 1,183 36 34,8 9,3

30/45A 1 0,711 69 25,0 7,0 2 0,697 77 24,2 6,8

MW 0,704 73 24,6 6,9

50/70A 1 0,349 172 12,3 8,2 2 0,347 172 12,1 8,0

MW 0,348 172 12,2 8,1

50/70B 1 0,320 175 11,7 10,0 2 0,304 197 10,1 8,6

MW 0,312 186 10,9 9,3

50/70C 1 0,383 76 13,5 11,5 2 0,367 88 12,7 10,9

MW 0,375 82 13,1 11,2

70/100A 1 0,184 212 6,4 6,0 2 0,186 208 6,6 6,2

MW 0,185 210 6,5 6,1

50/70RTFOT 1 0,817 84 23,6 9,2 2 0,829 92 24,8 9,6

MW 0,823 88 24,2 9,4

50/70PAV 1 6,875 11 24,7 15,0 2 7,149 11 26,3 16,0

MW 7,012 11 25,5 15,5

Anhang D A-43

Tabelle 50: Komplexe Viskosität, LVE-Grenze, Scherspannung bei 70 % bzw. 85 % der kompl. Vis-kosität der modifizierten Bitumen

Probe η* im

LVE-Bereich LVE-Grenze Scherspannung bei η* = 70 %

Scherspannung bei η* = 85 %

kPa s % k Pa k Pa

50/70SBS 1 0,954 37 31,5 9,0 2 0,886 39 26,5 7,4

MW 0,920 38 29,0 8,2

PmB 1 0,730 53 17,0 7,1 2 0,762 61 19,6 8,3

MW 0,746 57 18,3 7,7

PmB H 1 0,911 6,6 2,3 0,9 2 0,981 8,8 2,7 1,1

MW 0,946 7,7 2,5 1,0

50/70GG 1 0,931 8,4 5,4 2,9 2 0,857 9,9 4,8 2,7

MW 0,894 9,2 5,1 2,8

50/70FT 1 3,908 0,4 0,7 0,3 2 3,992 0,4 0,7 0,3

MW 3,950 0,4 0,7 0,3

50/70Amid 1 1,521 0,4 0,4 0,2 2 1,517 0,4 0,4 0,2

MW 1,519 0,4 0,4 0,2

50/70Montan 1 1,733 0,5 0,6 0,3 2 1,603 0,6 0,6 0,3

MW 1,668 0,6 0,6 0,3

50/70SBS/FT 1 2,309 0,4 0,7 0,3 2 2,429 0,4 0,8 0,3

MW 2,369 0,4 0,8 0,3

A-44 Anhang D

Tabelle 51: Kompl. Schermodul bei konst. Scherspannung von 5 kPa

Probe Kompl. Schermodul bei konst. Scherspannung von 5 kPa [kPa]

1 2 MW 20/30A 11,1 11,5 11,3 30/45A 6,3 6,5 6,4 50/70A 3,1 2,9 3,0 50/70B 3,0 2,8 2,9 50/70C 2,8 2,8 2,8 70/100A 1,8 1,8 1,8

50/70RTFOT 7,1 7,1 7,1 50/70PAV 47,6 48,6 48,1 50/70SBS 6,1 6,5 6,3

PmB 5,9 5,7 5,8 PmB H 3,8 4,4 4,1 50/70GG 7,8 8,4 8,1 50/70FT 5,6 6,8 6,2

50/70Amid 4,6 4,8 4,7 50/70Montan 3,8 4,4 4,1 50/70SBS/FT 8,2 7,2 7,7

Anhang D A-45

Tabelle 52: Lissajous-Figuren bei 1% (links) bzw. 1000 % (rechts) Deformation 20/30A

30/45A

50/70A

50/70B

-1

-0,8

-0,6

-0,4

-0,2

0

0,2

0,4

0,6

0,8

1

-1 -0,8 -0,6 -0,4 -0,2 0 0,2 0,4 0,6 0,8 1

Sch

ersp

annu

ng (n

orm

iert)



G' GM' GL' S

η' ηM' ηL' T

= ===

= ===

2.007 Pa***

1.253 Pa s1.365 Pa s1.249 Pa s-0,037


-1

-0,8

-0,6

-0,4

-0,2

0

0,2

0,4

0,6

0,8

1

-1 -0,8 -0,6 -0,4 -0,2 0 0,2 0,4 0,6 0,8 1

Sch

ersp

annu

ng (n

orm

iert)



G' GM' GL' S

η' ηM' ηL' T

= ===

= ===

63,1 Pa***

475 Pa s486 Pa s457 Pa s-0,065


-1

-0,8

-0,6

-0,4

-0,2

0

0,2

0,4

0,6

0,8

1

-1 -0,8 -0,6 -0,4 -0,2 0 0,2 0,4 0,6 0,8 1

Sch

ersp

annu

ng (n

orm

iert)



G' GM' GL' S

η' ηM' ηL' T

= ===

= ===

1.279 Pa***

773 Pa s741 Pa s777 Pa s0,047


-1

-0,8

-0,6

-0,4

-0,2

0

0,2

0,4

0,6

0,8

1

-1 -0,8 -0,6 -0,4 -0,2 0 0,2 0,4 0,6 0,8 1

Sch

ersp

annu

ng (n

orm

iert)



G' GM' GL' S

η' ηM' ηL' T

= ===

= ===

45,8 Pa***

321 Pa s333 Pa s315 Pa s-0,057


-1

-0,8

-0,6

-0,4

-0,2

0

0,2

0,4

0,6

0,8

1

-1 -0,8 -0,6 -0,4 -0,2 0 0,2 0,4 0,6 0,8 1

Sch

ersp

annu

ng (n

orm

iert)



G' GM' GL' S

η' ηM' ηL' T

= ===

= ===

383,3 Pa***

359 Pa s393 Pa s364 Pa s-0,077


-1

-0,8

-0,6

-0,4

-0,2

0

0,2

0,4

0,6

0,8

1

-1 -0,8 -0,6 -0,4 -0,2 0 0,2 0,4 0,6 0,8 1

Sch

ersp

annu

ng (n

orm

iert)



G' GM' GL' S

η' ηM' ηL' T

= ===

= ===

25,6 Pa***

197 Pa s204 Pa s193 Pa s-0,056


-1

-0,8

-0,6

-0,4

-0,2

0

0,2

0,4

0,6

0,8

1

-1 -0,8 -0,6 -0,4 -0,2 0 0,2 0,4 0,6 0,8 1

Sch

ersp

annu

ng (n

orm

iert)



G' GM' GL' S

η' ηM' ηL' T

= ===

= ===

286,2 Pa***

327 Pa s339 Pa s327 Pa s-0,036


-1

-0,8

-0,6

-0,4

-0,2

0

0,2

0,4

0,6

0,8

1

-1 -0,8 -0,6 -0,4 -0,2 0 0,2 0,4 0,6 0,8 1

Sch

ersp

annu

ng (n

orm

iert)



G' GM' GL' S

η' ηM' ηL' T

= ===

= ===

22,7 Pa***

187 Pa s192 Pa s181 Pa s-0,057


A-46 Anhang D

Tabelle 52b: Lissajous-Figuren bei 1% (links) bzw. 1000 % (rechts) Deformation 50/70C

70/100A

50/70RTFOT

50/70PAV

-1

-0,8

-0,6

-0,4

-0,2

0

0,2

0,4

0,6

0,8

1

-1 -0,8 -0,6 -0,4 -0,2 0 0,2 0,4 0,6 0,8 1

Sch

ersp

annu

ng (n

orm

iert)



G' GM' GL' S

η' ηM' ηL' T

= ===

= ===

205 Pa***

356 Pa s383 Pa s364 Pa s-0,051


-1

-0,8

-0,6

-0,4

-0,2

0

0,2

0,4

0,6

0,8

1

-1 -0,8 -0,6 -0,4 -0,2 0 0,2 0,4 0,6 0,8 1

Sch

ersp

annu

ng (n

orm

iert)



G' GM' GL' S

η' ηM' ηL' T

= ===

= ===

22,3 Pa

242 Pa s245 Pa s237 Pa s-0,032


-1

-0,8

-0,6

-0,4

-0,2

0

0,2

0,4

0,6

0,8

1

-1 -0,8 -0,6 -0,4 -0,2 0 0,2 0,4 0,6 0,8 1

Sch

ersp

annu

ng (n

orm

iert)



G' GM' GL' S

η' ηM' ηL' T

= ===

= ===

180 Pa***

206 Pa s193 Pa s204 Pa s0,051


-1

-0,8

-0,6

-0,4

-0,2

0

0,2

0,4

0,6

0,8

1

-1 -0,8 -0,6 -0,4 -0,2 0 0,2 0,4 0,6 0,8 1

Sch

ersp

annu

ng (n

orm

iert)



G' GM' GL' S

η' ηM' ηL' T

= ===

= ===

15,5 Pa***

131 Pa s137 Pa s128 Pa s-0,073


-1

-0,8

-0,6

-0,4

-0,2

0

0,2

0,4

0,6

0,8

1

-1 -0,8 -0,6 -0,4 -0,2 0 0,2 0,4 0,6 0,8 1

Sch

ersp

annu

ng (n

orm

iert)



G' GM' GL' S

η' ηM' ηL' T

= ===

= ===

1685 Pa***

821 Pa s758 Pa s813 Pa s0,068


-1

-0,8

-0,6

-0,4

-0,2

0

0,2

0,4

0,6

0,8

1

-1 -0,8 -0,6 -0,4 -0,2 0 0,2 0,4 0,6 0,8 1

Sch

ersp

annu

ng (n

orm

iert)



G' GM' GL' S

η' ηM' ηL' T

= ===

= ===

89,2 Pa***

334 Pa s339 Pa s323 Pa s-0,049


-1

-0,8

-0,6

-0,4

-0,2

0

0,2

0,4

0,6

0,8

1

-1 -0,8 -0,6 -0,4 -0,2 0 0,2 0,4 0,6 0,8 1

Sch

ersp

annu

ng (n

orm

iert)



G' GM' GL' S

η' ηM' ηL' T

= ===

= ===

27.939 Pa28.706 Pa30.669 Pa0,064

5.992 Pa s6.115 Pa s5.987 Pa s-0,021

-1

-0,8

-0,6

-0,4

-0,2

0

0,2

0,4

0,6

0,8

1

-1 -0,8 -0,6 -0,4 -0,2 0 0,2 0,4 0,6 0,8 1

Sch

ersp

annu

ng (n

orm

iert)



G' GM' GL' S

η' ηM' ηL' T

= ===

= ===

3.715 Pa***

2.898 Pa s2.866 Pa s3.020 Pa s0,051


Anhang D A-47

Tabelle 52c: Lissajous-Figuren bei 1% (links) bzw. 1000 % (rechts) Deformation 50/70SBS

PmB

PmB H

50/70GG

-1

-0,8

-0,6

-0,4

-0,2

0

0,2

0,4

0,6

0,8

1

-1 -0,8 -0,6 -0,4 -0,2 0 0,2 0,4 0,6 0,8 1

Sch

ersp

annu

ng (n

orm

iert)



G' GM' GL' S

η' ηM' ηL' T

= ===

= ===

2.581 Pa2.402 Pa2.283 Pa-0,052

866 Pa s843 Pa s876 Pa s0,037

-1

-0,8

-0,6

-0,4

-0,2

0

0,2

0,4

0,6

0,8

1

-1 -0,8 -0,6 -0,4 -0,2 0 0,2 0,4 0,6 0,8 1

Sch

ersp

annu

ng (n

orm

iert)



G' GM' GL' S

η' ηM' ηL' T

= ===

= ===

2.098 Pa1.507 Pa1.806 Pa0,165

538 Pa s613 Pa s462 Pa s-0,327

-1

-0,8

-0,6

-0,4

-0,2

0

0,2

0,4

0,6

0,8

1

-1 -0,8 -0,6 -0,4 -0,2 0 0,2 0,4 0,6 0,8 1

Sche

rspa

nnun

g (n

orm

iert)



G' GM' GL' S

η' ηM' ηL' T

= ===

= ===

2.021 Pa1.804 Pa1.932 Pa0,065

724 Pa s627 Pa s624 Pa s-0,005

-1

-0,8

-0,6

-0,4

-0,2

0

0,2

0,4

0,6

0,8

1

-1 -0,8 -0,6 -0,4 -0,2 0 0,2 0,4 0,6 0,8 1

Sch

ersp

annu

ng (n

orm

iert)



G' GM' GL' S

η' ηM' ηL' T

= ===

= ===

1.643 Pa913 Pa1.209 Pa0,245

444 Pa s438 Pa s310 Pa s-0,414

-1

-0,8

-0,6

-0,4

-0,2

0

0,2

0,4

0,6

0,8

1

-1 -0,8 -0,6 -0,4 -0,2 0 0,2 0,4 0,6 0,8 1

Sche

rspa

nnun

g (n

orm

iert)



G' GM' GL' S

η' ηM' ηL' T

= ===

= ===

3.651 Pa2.979 Pa3.170 Pa0,060

769 Pa s796 Pa s764 Pa s-0,042

-1

-0,8

-0,6

-0,4

-0,2

0

0,2

0,4

0,6

0,8

1

-1 -0,8 -0,6 -0,4 -0,2 0 0,2 0,4 0,6 0,8 1

Sche

rspa

nnun

g (n

orm

iert)



G' GM' GL' S

η' ηM' ηL' T

= ===

= ===

2.152 Pa1.151 Pa1.969 Pa0,415

397 Pa s519 Pa s348 Pa s-0,492

-1

-0,8

-0,6

-0,4

-0,2

0

0,2

0,4

0,6

0,8

1

-1 -0,8 -0,6 -0,4 -0,2 0 0,2 0,4 0,6 0,8 1

Sche

rspa

nnun

g (n

orm

iert)



G' GM' GL' S

η' ηM' ηL' T

= ===

= ===

5.670 Pa6.133 Pa5.712 Pa-0,074

801 Pa s831 Pa s793 Pa s-0,060

-1

-0,8

-0,6

-0,4

-0,2

0

0,2

0,4

0,6

0,8

1

-1 -0,8 -0,6 -0,4 -0,2 0 0,2 0,4 0,6 0,8 1

Sche

rspa

nnun

g (n

orm

iert)



G' GM' GL' S

η' ηM' ηL' T

= ===

= ===

* * **

343 Pa s359 Pa s332 Pa s-0,082


A-48 Anhang D

Tabelle 52d: Lissajous-Figuren bei 1% (links) bzw. 1000 % (rechts) Deformation 50/70FT

50/70Amid

50/70Montan

50/70SBS/FT

-1

-0,8

-0,6

-0,4

-0,2

0

0,2

0,4

0,6

0,8

1

-1 -0,8 -0,6 -0,4 -0,2 0 0,2 0,4 0,6 0,8 1

Sche

rspa

nnun

g (n

orm

iert)



G' GM' GL' S

η' ηM' ηL' T

= ===

= ===

8.874 Pa7.183 Pa8.152 Pa0,119

2.438 Pa s2.526 Pa s2.429 Pa s-0,040

-1

-0,8

-0,6

-0,4

-0,2

0

0,2

0,4

0,6

0,8

1

-1 -0,8 -0,6 -0,4 -0,2 0 0,2 0,4 0,6 0,8 1

Sche

rspa

nnun

g (n

orm

iert)



G' GM' GL' S

η' ηM' ηL' T

= ===

= ===

31,4 Pa***

157 Pa s162 Pa s150 Pa s-0,079


-1

-0,8

-0,6

-0,4

-0,2

0

0,2

0,4

0,6

0,8

1

-1 -0,8 -0,6 -0,4 -0,2 0 0,2 0,4 0,6 0,8 1

Sche

rspa

nnun

g (n

orm

iert)



G' GM' GL' S

η' ηM' ηL' T

= ===

= ===

10.657 Pa11.234 Pa10.249 Pa- 0,096

1.616 Pa s1.621 Pa s1.596 Pa s- 0,016

-1

-0,8

-0,6

-0,4

-0,2

0

0,2

0,4

0,6

0,8

1

-1 -0,8 -0,6 -0,4 -0,2 0 0,2 0,4 0,6 0,8 1

Sche

rspa

nnun

g (n

orm

iert)



G' GM' GL' S

η' ηM' ηL' T

= ===

= ===

42 Pa***

192 Pa s204 Pa s184 Pa s- 0,108


-1

-0,8

-0,6

-0,4

-0,2

0

0,2

0,4

0,6

0,8

1

-1 -0,8 -0,6 -0,4 -0,2 0 0,2 0,4 0,6 0,8 1

Sche

rspa

nnun

g (n

orm

iert)



G' GM' GL' S

η' ηM' ηL' T

= ===

= ===

6.378 Pa7.325 Pa6.803 Pa-0,077

1.432 Pa s1.406 Pa s1.439 Pa s0,023

-1

-0,8

-0,6

-0,4

-0,2

0

0,2

0,4

0,6

0,8

1

-1 -0,8 -0,6 -0,4 -0,2 0 0,2 0,4 0,6 0,8 1

Sche

rspa

nnun

g (n

orm

iert)



G' GM' GL' S

η' ηM' ηL' T

= ===

= ===

31,0 Pa***

160 Pa s169 Pa s155 Pa s-0,093


-1

-0,8

-0,6

-0,4

-0,2

0

0,2

0,4

0,6

0,8

1

-1 -0,8 -0,6 -0,4 -0,2 0 0,2 0,4 0,6 0,8 1

Sch

ersp

annu

ng (n

orm

iert)



G' GM' GL' S

η' ηM' ηL' T

= ===

= ===

14.347 Pa15.208 Pa14.996 Pa-0,014

2.840 Pa s2.934 Pa s2.825 Pa s-0,039

-1

-0,8

-0,6

-0,4

-0,2

0

0,2

0,4

0,6

0,8

1

-1 -0,8 -0,6 -0,4 -0,2 0 0,2 0,4 0,6 0,8 1

Sch

ersp

annu

ng (n

orm

iert)



G' GM' GL' S

η' ηM' ηL' T

= ===

= ===

1.955 Pa1.089 Pa1.657 Pa0,343

499 Pa s602 Pa s428 Pa s-0,405

Anhang E A-49

Anhang E: Mathematische Erfassung der Messergebnisse mittels rhe-ologischer Elemente

• SRV • ZRV • Null-Scherviskosität • MSCR90PK

A-50 Anhang E

Tabelle 53: Erfassung der Scher-Relaxations-Versuche durch Maxwell-Modelle (links Gleichung, rechts Abbildung)

20/30A

τt = 9,15 ∙ 0,1 ∙ e - t

2155 + 14,1 ∙ 0,1 ∙ e - t216

+ 19,7 ∙ 0,1 ∙ e - t

32,8

30/45A

τt = 4,02 ∙ 0,1 ∙ e - t

1648 + 12,0 ∙ 0,1 ∙ e - t166

+ 11,8 ∙ 0,1 ∙ e - t

31,6

50/70A

τt = 3,16 ∙ 0,1 ∙ e - t

1477 + 7,81 ∙ 0,1 ∙ e - t212

+ 10,2 ∙ 0,1 ∙ e - t

33,9

50/70B

τt = 2,39 ∙ 0,1 ∙ e - t

1563 + 5,40 ∙ 0,1 ∙ e - t183

+ 9,26 ∙ 0,1 ∙ e - t

28,7

0

5

10

15

20

25

30

35

40

45

50

0 5 10 15 20 25 30

Sche

rspa

nnun

g [k

Pa]

Zeit [min]

Berechnete Scherspannung

Gemessene Scherspannung

0

5

10

15

20

25

30

0 5 10 15 20 25 30

Sche

rspa

nnun

g [k

Pa]

Zeit [min]



0

5

10

15

20

25

0 5 10 15 20 25 30

Sche

rspa

nnun

g [k

Pa]

Zeit [min]



0

2

4

6

8

10

12

14

16

18

0 5 10 15 20 25 30

Sche

rspa

nnun

g [k

Pa]

Zeit [min]



Anhang E A-51

Tabelle 53b: Erfassung der Scher-Relaxations-Versuche durch Maxwell-Modelle (links Gleichung, rechts Abbildung)

50/70C

τt = 8,47 ∙ 0,1 ∙ e - t

2076 + 12,6 ∙ 0,1 ∙ e - t225

+ 16,5 ∙ 0,1 ∙ e - t

34,1

70/100A

τt = 0,67 ∙ 0,1 ∙ e - t

1985 + 2,54 ∙ 0,1 ∙ e - t209

+ 5,87 ∙ 0,1 ∙ e - t

27,9

50/70RTFOT

τt = 4,44 ∙ 0,1 ∙ e - t

2059 + 9,79 ∙ 0,1 ∙ e - t251

+ 13,2 ∙ 0,1 ∙ e - t

41,8

50/70PAV

τt = 8,73 ∙ 0,1 ∙ e - t

2759 + 19,6 ∙ 0,1 ∙ e - t262

+ 18,0 ∙ 0,1 ∙ e - t

31,4

0

5

10

15

20

25

30

35

40

0 5 10 15 20 25 30

Sche

rspa

nnun

g [k

Pa]

Zeit [min]



0

1

2

3

4

5

6

7

8

9

10

0 5 10 15 20 25 30

Sche

rspa

nnun

g [k

Pa]

Zeit [min]



0

5

10

15

20

25

30

0 5 10 15 20 25 30

Sche

rspa

nnun

g [k

Pa]

Zeit [min]



0

5

10

15

20

25

30

35

40

45

50

0 5 10 15 20 25 30

Sche

rspa

nnun

g [k

Pa]

Zeit [min]



A-52 Anhang E

Tabelle 53c: Erfassung der Scher-Relaxations-Versuche durch Maxwell-Modelle (links Gleichung, rechts Abbildung)

50/70SBS

τt = 1,59 ∙ 0,1 ∙ e - t

1928 + 3,30 ∙ 0,1 ∙ e - t296

+ 7,63 ∙ 0,1 ∙ e - t

35,0

PmB

τt = 2,26 ∙ 0,1 ∙ e - t

1427 + 5,81 ∙ 0,1 ∙ e - t147

+ 7,11 ∙ 0,1 ∙ e - t

26,8

PmB H

τt = 2,21 ∙ 0,1 ∙ e - t

1772 + 4,75 ∙ 0,1 ∙ e - t201

+ 6,67 ∙ 0,1 ∙ e - t

34,6

50/70GG

τt = 3,08 ∙ 0,1 ∙ e - t

2003 + + 5,59 ∙ 0,1 ∙ e - t208

+ 8,97 ∙ 0,1 ∙ e - t

31,3

0

2

4

6

8

10

12

14

0 5 10 15 20 25 30

Sche

rspa

nnun

g [k

Pa]

Zeit [min]



0

2

4

6

8

10

12

14

16

0 5 10 15 20 25 30

Sche

rspa

nnun

g [k

Pa]

Zeit [min]



0

2

4

6

8

10

12

14

16

0 5 10 15 20 25 30

Sche

rspa

nnun

g [k

Pa]

Zeit [min]



0

2

4

6

8

10

12

14

16

18

20

0 5 10 15 20 25 30

Sche

rspa

nnun

g [k

Pa]

Zeit [min]



Anhang E A-53

Tabelle 53d: Erfassung der Scher-Relaxations-Versuche durch Maxwell-Modelle (links Gleichung, rechts Abbildung)

50/70FT

τt = 7,33 ∙ 0,1 ∙ e-t

2542 + 11,2 ∙ 0,1 ∙ e-t

332

+ 17,1 ∙ 0,1 ∙ e-t

37,1

50/70Amid

τt = 5,14 ∙ 0,1 ∙ e-t

2103 + 9,39 ∙ 0,1 ∙ e-t

194

+ 10,8 ∙ 0,1 ∙ e-t

29,9

50/70Montan

τt = 6,71 ∙ 0,1 ∙ e - t

2444 + 8,86 ∙ 0,1 ∙ e - t234

+ 12,3 ∙ 0,1 ∙ e - t

34,4

50/70SBS/FT

τt = 8,57 ∙ 0,1 ∙ e - t

2263 + 10,9 ∙ 0,1 ∙ e - t306

+ 18,7 ∙ 0,1 ∙ e - t

45,8

0

5

10

15

20

25

30

35

40

0 5 10 15 20 25 30

Sche

rspa

nnun

g [k

Pa]

Zeit [min]



0

5

10

15

20

25

30

0 5 10 15 20 25 30

Sche

rspa

nnun

g [k

Pa]

Zeit [min]



0

5

10

15

20

25

30

0 5 10 15 20 25 30

Sche

rspa

nnun

g [k

Pa]

Zeit [min]



0

5

10

15

20

25

30

35

40

45

0 5 10 15 20 25 30

Sche

rspa

nnun

g [k

Pa]

Zeit [min]



A-54 Anhang E

Tabelle 54: Erfassung der Zug-Relaxations-Versuche durch Maxwell-Modelle (links Gleichung, rechts Abbildung)

20/30A

σt = 9,37 ∙ 0,005 ∙ e - t

10254 + 9,64 ∙ 0,005 ∙ e - t

1408

+ 21,5 ∙ 0,005 ∙ e - t211

30/45A

σt = 4,66 ∙ 0,007 ∙ e - t

7630 + 11,5 ∙ 0,007 ∙ e - t792

+ 12,8 ∙ 0,007 ∙ e - t166

50/70A

σt = 6,63 ∙ 0,008 ∙ e - t

2437 + 11,9 ∙ 0,008 ∙ e - t243

+ 6,32 ∙ 0,008 ∙ e - t

43,3

50/70B

σt = 4,39 ∙ 0,009 ∙ e - t

3494 + 9,29 ∙ 0,009 ∙ e - t369

+ 8,42 ∙ 0,009 ∙ e - t

60,2

0

50

100

150

200

250

0 5 10 15 20 25 30

Zugs

pann

ung

[kPa

]

Zeit [min]



0

50

100

150

200

250

0 5 10 15 20 25 30

Zugs

pann

ung

[kPa

]

Zeit [min]



0

50

100

150

200

250

0 5 10 15 20 25 30

Zugs

pann

ung

[kPa

]

Zeit [min]



0

50

100

150

200

250

0 5 10 15 20 25 30

Zugs

pann

ung

[kPa

]

Zeit [min]



Anhang E A-55

Tabelle 54b: Erfassung der Zug-Relaxations-Versuche durch Maxwell-Modelle (links Gleichung, rechts Abbildung)

50/70C

σt = 11,7 ∙ 0,005 ∙ e - t

6146 + 17,6 ∙ 0,005 ∙ e - t629

+ 10,3 ∙ 0,005 ∙ e - t119

70/100A

σt = 2,13 ∙ 0,015 ∙ e - t

2689 + 5,12 ∙ 0,015 ∙ e - t275

+ 6,01 ∙ 0,015 ∙ e - t

40,6

50/70RTFOT

σt = 8,67 ∙ 0,006 ∙ e - t

5284 + 14,6 ∙ 0,006 ∙ e - t457

+ 9,88 ∙ 0,006 ∙ e - t98

50/70PAV

σt = 15,7 ∙ 0,004 ∙ e - t

14841 + 22,2 ∙ 0,004 ∙ e - t580

+ 11,8 ∙ 0,004 ∙ e - t580

0

50

100

150

200

250

0 5 10 15 20 25 30

Zugs

pann

ung

[kPa

]

Zeit [min]



0

50

100

150

200

250

0 5 10 15 20 25 30

Zugs

pann

ung

[kPa

]

Zeit [min]



0

50

100

150

200

250

0 5 10 15 20 25 30

Zugs

pann

ung

[kPa

]

Zeit [min]



0

50

100

150

200

250

0 5 10 15 20 25 30

Zugs

pann

ung

[kPa

]

Zeit [min]



A-56 Anhang E

Tabelle 54c: Erfassung der Zug-Relaxations-Versuche durch Maxwell-Modelle (links Gleichung, rechts Abbildung)

50/70SBS

σt = 3,35 ∙ 0,012 ∙ e - t

2898 + 6,64 ∙ 0,012 ∙ e - t249

+ 6,59 ∙ 0,012 ∙ e - t

34,5

PmB

σt = 2,93 ∙ 0,010 ∙ e - t

4020 + 7,19 ∙ 0,010 ∙ e - t529

+ 9,66 ∙ 0,010 ∙ e - t

81,8

PmB H

σt = 3,81 ∙ 0,010 ∙ e - t

4873 + 10,7 ∙ 0,010 ∙ e - t426

+ 5,44 ∙ 0,010 ∙ e - t

39,4

50/70GG

σt = 6,05 ∙ 0,008 ∙ e - t

4932 + 11,0 ∙ 0,008 ∙ e - t423

+ 7,76 ∙ 0,008 ∙ e - t

62,4

0

50

100

150

200

250

0 5 10 15 20 25 30

Zugs

pann

ung

[kPa

]

Zeit [min]



0

50

100

150

200

250

0 5 10 15 20 25 30

Zugs

pann

ung

[kPa

]

Zeit [min]



0

50

100

150

200

250

0 5 10 15 20 25 30

Zugs

pann

ung

[kPa

]

Zeit [min]



0

50

100

150

200

250

0 5 10 15 20 25 30

Zugs

pann

ung

[kPa

]

Zeit [min]



Anhang E A-57

Tabelle 54d: Erfassung der Zug-Relaxations-Versuche durch Maxwell-Modelle (links Gleichung, rechts Abbildung)

50/70FT

σt = 15,3 ∙ 0,004 ∙ e - t

12033 + 23,9 ∙ 0,004 ∙ e - t656

+ 10,5 ∙ 0,004 ∙ e - t152

50/70Amid

σt = 6,29 ∙ 0,007 ∙ e - t

10298 + 12,0 ∙ 0,007 ∙ e - t540

+ 10,3 ∙ 0,007 ∙ e - t111

50/70Montan

σt = 9,86 ∙ 0,006 ∙ e - t

10462 + 17,8 ∙ 0,006 ∙ e - t443

+ 5,88 ∙ 0,006 ∙ e - t191

50/70SBS/FT

σt = 15,3 ∙ 0,004 ∙ e - t

14046 + 22,9 ∙ 0,004 ∙ e - t820

+ 11,1 ∙ 0,004 ∙ e - t107

0

50

100

150

200

250

0 5 10 15 20 25 30

Zugs

pann

ung

[kPa

]

Zeit [min]



0

50

100

150

200

250

0 5 10 15 20 25 30

Zugs

pann

ung

[kPa

]

Zeit [min]



0

50

100

150

200

250

0 5 10 15 20 25 30

Zugs

pann

ung

[kPa

]

Zeit [min]



0

50

100

150

200

250

0 5 10 15 20 25 30

Zugs

pann

ung

[kPa

]

Zeit [min]



A-58 Anhang E

Tabelle 55: Erfassung der Null-Scherviskositäts-Versuche durch Burgers-Modelle (links Gleichung, rechts Abbildung)

20/30A

γt = τ

10,3 +

τ0,001

∙ �1 - e� - t16358�� +

τ ∙ t1,73

30/45A

γt = τ

136 +

τ0,001

∙ �1 - e� - t55168�� +

τ ∙ t1,12

50/70A

γt = τ

33,5 +

τ0,001

∙ �1 - e� - t25967�� +

τ ∙ t0,45

50/70B

γt = τ

24,5 +

τ0,001

∙ �1 - e� - t16606�� +

τ ∙ t0,48

0

10

20

30

40

50

60

70

80

90

100

0 2000 4000 6000 8000

Def

orm

atio

n [%

]

Zeit [s]


0

20

40

60

80

100

120

140

160

0 2000 4000 6000 8000

Def

orm

atio

n [%

]

Zeit [s]


0

50

100

150

200

250

300

350

400

0 2000 4000 6000 8000

Def

orm

atio

n [%

]

Zeit [s]


0

50

100

150

200

250

300

350

400

0 2000 4000 6000 8000

Def

orm

atio

n [%

]

Zeit [s]


Anhang E A-59

Tabelle 55b: Erfassung der Null-Scherviskositäts-Versuche durch Burgers-Modelle (links Gleichung, rechts Abbildung)

50/70C

γt = τ

6,51 +

τ3,66

∙ �1 - e� - t2344�� +

τ ∙ t0,47

70/100A

γt = τ

6,52 +

τ3,63

∙ �1 - e� - t2266�� +

τ ∙ t0,26

50/70RTFOT

γt = τ

0,82 +

τ0,001

∙ �1 - e� - t287975�� +

τ ∙ t1,25

50/70PAV

γt = τ

1,40 +

τ0,24

∙ �1 - e� - t825�� +

τ ∙ t24,8

0

50

100

150

200

250

300

350

0 2000 4000 6000 8000

Def

orm

atio

n [%

]

Zeit [s]


0

100

200

300

400

500

600

0 2000 4000 6000 8000

Def

orm

atio

n [%

]

Zeit [s]


0

20

40

60

80

100

120

140

0 2000 4000 6000 8000

Def

orm

atio

n [%

]

Zeit [s]


0

1

2

3

4

5

6

7

0 2000 4000 6000 8000

Def

orm

atio

n [%

]

Zeit [s]


A-60 Anhang E

Tabelle 55c: Erfassung der Null-Scherviskositäts-Versuche durch Burgers-Modelle (links Gleichung, rechts Abbildung)

50/70SBS

γt = τ

79,8 +

τ0,001

∙ �1 - e� - t37532�� +

τ ∙ t3,41

PmB

γt = τ

0,23 +

τ0,01

∙ �1 - e� - t528�� +

τ ∙ t2,59

PmB H

γt = τ

0,41 +

τ0,05

∙ �1 - e� - t167�� +

τ ∙ t8,70

50/70GG

γt = τ

26,0 +

τ0,001

∙ �1 - e� - t1388�� +

τ ∙ t8,32

0

20

40

60

80

100

120

140

160

0 5000 10000 15000

Def

orm

atio

n [%

]

Zeit [s]


0

20

40

60

80

100

120

0 5000 10000 15000

Def

orm

atio

n [%

]

Zeit [s]


0

5

10

15

20

25

30

35

40

0 5000 10000 15000

Def

orm

atio

n [%

]

Zeit [s]


0

5

10

15

20

25

30

35

40

45

0 5000 10000 15000

Def

orm

atio

n [%

]

Zeit [s]


Anhang E A-61

Tabelle 55d: Erfassung der Null-Scherviskositäts-Versuche durch Burgers-Modelle (links Gleichung, rechts Abbildung)

50/70FT

γt = τ

3,00 +

τ1,70

∙ �1 - e� - t1388�� +

τ ∙ t12838

50/70Amid

γt = τ

0,80 +

τ0,61

∙ �1 - e� - t460�� +

τ ∙ t3760

50/70Montan

γt = τ

0,37 +

τ0,14

∙ �1 - e� - t5282�� +

τ ∙ t2392

50/70SBS/FT

γt = τ

0,82 +

τ0,31

∙ �1 - e� - t600�� +

τ ∙ t3678

0,00

0,01

0,02

0,03

0,04

0,05

0,06

0,07

0 5000 10000 15000

Def

orm

atio

n [%

]

Zeit [s]


0,00

0,02

0,04

0,06

0,08

0,10

0,12

0,14

0,16

0 5000 10000 15000

Def

orm

atio

n [%

]

Zeit [s]


0,00

0,05

0,10

0,15

0,20

0,25

0,30

0,35

0 5000 10000 15000

Def

orm

atio

n [%

]

Zeit [s]


0,00

0,02

0,04

0,06

0,08

0,10

0,12

0,14

0,16

0,18

0 5000 10000 15000

Def

orm

atio

n [%

]

Zeit [s]


A-62 Anhang E

Tabelle 56: Erfassung der modifizierten MSCR-Versuche (MSCRPK90) durch Burgers-Modelle (links Gleichung, rechts Abbildung)

20/30A

Belastungsphase:

γt = τ

41,0 +

τ42,6

∙ �1 - e� - t3,91�� +

τ ∙ t1,61

Entlastungsphase:

γt = γmax - τ

41,0 -

τ42,6

∙ �1 - e� - t3,91��

30/45A

Belastungsphase:

γt = τ

35,0 +

τ51,6

∙ �1 - e� - t2,59�� +

τ ∙ t0,98

Entlastungsphase:

γt = γmax - τ

35,0 -

τ51,6

∙ �1 - e� - t2,59��

50/70A

Belastungsphase:

γt = τ

65,2 +

τ55,2

∙ �1 - e� - t0,49�� +

τ ∙ t0,36

Entlastungsphase:

γt = γmax - τ

65,2 -

τ55,2

∙ �1 - e� - t0,49��

50/70B

Belastungsphase:

γt = τ

80,9 +

τ62,4

∙ �1 - e� - t1,30�� +

τ ∙ t0,34

Entlastungsphase:

γt = γmax - τ

80,9 -

τ62,4

∙ �1 - e� - t1,30��

0,0

0,5

1,0

1,5

2,0

2,5

0 20 40 60 80 100

Def

orm

atio

n [-]

Zeit [s]

Gemessene WerteBerechnete Werte

0,0

0,5

1,0

1,5

2,0

2,5

3,0

3,5

4,0

0 20 40 60 80 100

Def

orm

atio

n [-]

Zeit [s]


0,0

1,0

2,0

3,0

4,0

5,0

6,0

7,0

8,0

9,0

10,0

0 20 40 60 80 100

Def

orm

atio

n [-]

Zeit [s]


0,0

2,0

4,0

6,0

8,0

10,0

12,0

0 20 40 60 80 100

Def

orm

atio

n [-]

Zeit [s]


Anhang E A-63

Tabelle 56b: Erfassung der modifizierten MSCR-Versuche (MSCRPK90) durch Burgers-Modelle (links Gleichung, rechts Abbildung)

50/70C

Belastungsphase:

γt = τ

149,9 +

τ105,2

∙ �1 - e� - t1,34�� +

τ ∙ t0,29

Entlastungsphase:

γt = γmax - τ

149,9 -

τ105,2

∙ �1 - e� - t1,34��

70/100A

Belastungsphase:

γt = τ

122,7 +

τ44,9

∙ �1 - e� - t2,89�� +

τ ∙ t0,28

Entlastungsphase:

γt = γmax - τ

122,7 -

τ44,9

∙ �1 - e� - t2,89��

50/70RTFOT

Belastungsphase:

γt = τ

30,4 +

τ33,7

∙ �1 - e� - t3,21�� +

τ ∙ t1,09

Entlastungsphase:

γt = γmax - τ

30,4 -

τ33,7

∙ �1 - e� - t3,21��

50/70PAV

Belastungsphase:

γt = τ

48,2 +

τ28,9

∙ �1 - e� - t6,39�� +

τ ∙ t10,84

Entlastungsphase:

γt = γmax - τ

48,2 -

τ28,9

∙ �1 - e� - t6,39��

0,0

2,0

4,0

6,0

8,0

10,0

12,0

0 20 40 60 80 100

Def

orm

atio

n [-]

Zeit [s]


0,0

2,0

4,0

6,0

8,0

10,0

12,0

14,0

0 20 40 60 80 100

Def

orm

atio

n [-]

Zeit [s]


0,0

0,5

1,0

1,5

2,0

2,5

3,0

3,5

0 20 40 60 80 100

Def

orm

atio

n [-]

Zeit [s]


0,0

0,1

0,1

0,2

0,2

0,3

0,3

0,4

0,4

0 20 40 60 80 100

Def

orm

atio

n [-]

Zeit [s]


A-64 Anhang E

Tabelle 56c: Erfassung der modifizierten MSCR-Versuche (MSCRPK90) durch Burgers-Modelle (links Gleichung, rechts Abbildung)

50/70SBS

Belastungsphase:

γt = τ

52,8 +

τ8,6

∙ �1 - e� - t8,2�� +

τ ∙ t1,51

Entlastungsphase:

γt = γmax - τ

52,8 -

τ8,6

∙ �1 - e� - t8,2��

PmB

Belastungsphase:

γt = τ

18,3 +

τ3,8

∙ �1 - e� - t11,9�� +

τ ∙ t1,09

Entlastungsphase:

γt = γmax - τ

18,3 -

τ3,8

∙ �1 - e� - t11,9��

PmB H

Belastungsphase:

γt = τ

11,2 +

τ1,7

∙ �1 - e� - t8,9�� +

τ ∙ t0,71

Entlastungsphase:

γt = γmax - τ

11,2 -

τ1,7

∙ �1 - e� - t8,9��

50/70GG

Belastungsphase:

γt = τ

32,3 +

τ6,6

∙ �1 - e� - t6,8�� +

τ ∙ t2,1

Entlastungsphase:

γt = γmax - τ

32,3 -

τ6,6

∙ �1 - e� - t6,8��

0,0

0,5

1,0

1,5

2,0

2,5

0 20 40 60 80 100

Def

orm

atio

n [-]

Zeit [s]


0,0

0,5

1,0

1,5

2,0

2,5

3,0

3,5

0 20 40 60 80 100

Def

orm

atio

n [-]

Zeit [s]


0,0

1,0

2,0

3,0

4,0

5,0

6,0

0 20 40 60 80 100

Def

orm

atio

n [-]

Zeit [s]


0,0

0,2

0,4

0,6

0,8

1,0

1,2

1,4

1,6

1,8

0 20 40 60 80 100

Def

orm

atio

n [-]

Zeit [s]


Anhang E A-65

Tabelle 56d: Erfassung der modifizierten MSCR-Versuche (MSCRPK90) durch Burgers-Modelle (links Gleichung, rechts Abbildung)

50/70FT

Belastungsphase:

γt = τ

52,8 +

τ8,6

∙ �1 - e� - t8,2�� +

τ ∙ t1,5

Entlastungsphase:

γt = γmax - τ

52,8 -

τ8,6

∙ �1 - e� - t8,2��

50/70Amid

Belastungsphase:

γt = τ

53,5 +

τ10,7

∙ �1 - e� - t8,8�� +

τ ∙ t0,86

Entlastungsphase:

γt = γmax - τ

53,5 -

τ10,7

∙ �1 - e� - t8,8��

50/70Montan

Belastungsphase:

γt = τ

114,7 +

τ13,1

∙ �1 - e� - t4,6�� +

τ ∙ t0,58

Entlastungsphase:

γt = γmax - τ

114,7 -

τ13,1

∙ �1 - e� - t4,6��

50/70SBS/FT

Belastungsphase:

γt = τ

33,7 +

τ6,4

∙ �1 - e� - t11,5�� +

τ ∙ t3,7

Entlastungsphase:

γt = γmax - τ

33,7 -

τ6,4

∙ �1 - e� - t11,5��

0,0

0,5

1,0

1,5

2,0

2,5

0 20 40 60 80 100

Def

orm

atio

n [-]

Zeit [s]


0,0

0,5

1,0

1,5

2,0

2,5

3,0

3,5

4,0

4,5

0 20 40 60 80 100

Def

orm

atio

n [-]

Zeit [s]


0,0

1,0

2,0

3,0

4,0

5,0

6,0

0 20 40 60 80 100

Def

orm

atio

n [-]

Zeit [s]


0,0

0,2

0,4

0,6

0,8

1,0

1,2

0 20 40 60 80 100

Def

orm

atio

n [-]

Zeit [s]


A-66 Anhang E

Tabelle 57: Erfassung der modifizierten MSCR-Versuche (MSCRPK90) durch erweiterte Burgers-Mo-delle (links Gleichung, rechts Abbildung)

20/30A

Belastungsphase:

γt = τ

84,6 +

τ42,6

∙ �1 - e� - t3,94��

+ τ

79,3 ∙ �1 - e� - t

0,0001�� + τ ∙ t1,61

Entlastungsphase:

γt = γmax - τ

84,6 -

τ42,6

∙ �1 - e� - t3,94��

- τ

79,3 ∙ �1 - e� - t

0,0001��

30/45A

Belastungsphase:

γt = τ

73,7 +

τ51,6

∙ �1 - e� - t2,60��

+ τ

66,5 ∙ �1 - e� - t

0,0001�� + τ ∙ t0,98

Entlastungsphase:

γt = γmax - τ

73,7 -

τ51,6

∙ �1 - e� - t2,60��

- τ

66,5 ∙ �1 - e� - t

0,0001��

50/70A

Belastungsphase:

γt = τ

81,9 +

τ105

∙ �1 - e� - t0,0001��

+ τ

92,5 ∙ �1 - e� - t

0,0001�� + τ ∙ t0,37

Entlastungsphase:

γt = γmax - τ

81,9 -

τ105

∙ �1 - e� - t0,0001��

- τ

92,5 ∙ �1 - e� - t

0,0001��

50/70B

Belastungsphase:

γt = τ

167 +

τ62,4

∙ �1 - e� - t1,30��

+ τ

157 ∙ �1 - e� - t

0,0001�� + τ ∙ t0,34

Entlastungsphase:

γt = γmax - τ

167 -

τ62,4

∙ �1 - e� - t1,30��

- τ

157 ∙ �1 - e� - t

0,0001��

0,0

0,5

1,0

1,5

2,0

2,5

0 20 40 60 80 100

Def

orm

atio

n [-]

Zeit [s]


0,0

0,5

1,0

1,5

2,0

2,5

3,0

3,5

4,0

0 20 40 60 80 100

Def

orm

atio

n [-]

Zeit [s]


0

1

2

3

4

5

6

7

8

9

10

0 20 40 60 80 100

Def

orm

atio

n [-]

Zeit [s]


0

2

4

6

8

10

12

0 20 40 60 80 100

Def

orm

atio

n [-]

Zeit [s]


Anhang E A-67

Tabelle 57b: Erfassung der modifizierten MSCR-Versuche (MSCRPK90) durch erweiterte Burgers-Mo-delle (links Gleichung, rechts Abbildung)

50/70C

Belastungsphase:

γt = τ

83,8 +

τ579

∙ �1 - e� - t0,0001��

+ τ

438 ∙ �1 - e� - t

0,0001�� + τ ∙ t0,29

Entlastungsphase:

γt = γmax - τ

83,8 -

τ579

∙ �1 - e� - t0,0001��

- τ

438 ∙ �1 - e� - t

0,0001��

70/100A

Belastungsphase:

γt = τ

214 +

τ45,1

∙ �1 - e� - t3,00��

+ τ

279 ∙ �1 - e� - t

0,0001�� + τ ∙ t0,28

Entlastungsphase:

γt = γmax - τ

214 -

τ45,1

∙ �1 - e� - t3,00��

- τ

279 ∙ �1 - e� - t

0,0001��

50/70RTFOT

Belastungsphase:

γt = τ

63,6 +

τ53,1

∙ �1 - e� - t0,0001��

+ τ

37,2 ∙ �1 - e� - t

0,0001�� + τ ∙ t1,13

Entlastungsphase:

γt = γmax - τ

63,6 -

τ53,1

∙ �1 - e� - t0,0001��

- τ

37,2 ∙ �1 - e� - t

0,0001��

50/70PAV

Belastungsphase:

γt = τ

64,3 +

τ43,1

∙ �1 - e� - t10,5��

+ τ

58,6 ∙ �1 - e� - t

0,19�� + τ ∙ t12,5

Entlastungsphase:

γt = γmax - τ

64,3 -

τ43,1

∙ �1 - e� - t10,5��

- τ

58,6 ∙ �1 - e� - t

0,19��

0

2

4

6

8

10

12

0 20 40 60 80 100

Def

orm

atio

n [-]

Zeit [s]


0

2

4

6

8

10

12

14

0 20 40 60 80 100

Def

orm

atio

n [-]

Zeit [s]


0,0

0,5

1,0

1,5

2,0

2,5

3,0

3,5

0 20 40 60 80 100

Def

orm

atio

n [-]

Zeit [s]


0,00

0,05

0,10

0,15

0,20

0,25

0,30

0,35

0,40

0 20 40 60 80 100

Def

orm

atio

n [-]

Zeit [s]


A-68 Anhang E

Tabelle 57c: Erfassung der modifizierten MSCR-Versuche (MSCRPK90) durch erweiterte Burgers-Mo-delle (links Gleichung, rechts Abbildung)

50/70SBS

Belastungsphase:

γt = τ

30,9 +

τ22,0

∙ �1 - e� - t34,4��

+ τ

10,1 ∙ �1 - e� - t

3,20�� + τ ∙ t1,28

Entlastungsphase:

γt = γmax - τ

30,9 -

τ22,0

∙ �1 - e� - t34,4��

- τ

10,1 ∙ �1 - e� - t

3,20��

PmB

Belastungsphase:

γt = τ

28,0 +

τ6,88

∙ �1 - e� - t44,7��

+ τ

5,67 ∙ �1 - e� - t

4,17�� + τ ∙ t1,07

Entlastungsphase:

γt = γmax - τ

28,0 -

τ6,88

∙ �1 - e� - t44,7��

- τ

5,67 ∙ �1 - e� - t

4,17��

PmB H

Belastungsphase:

γt = τ

16,4 +

τ4,02

∙ �1 - e� - t38,8��

+ τ

2,37 ∙ �1 - e� - t

3,83�� + τ ∙ t0,71

Entlastungsphase:

γt = γmax - τ

16,4 -

τ4,02

∙ �1 - e� - t38,8��

- τ

2,37 ∙ �1 - e� - t

3,83��

50/70GG

Belastungsphase:

γt = τ

54,1 +

τ6,64

∙ �1 - e� - t6,79��

+ τ

80,4 ∙ �1 - e� - t

0,0001�� + τ ∙ t2,12

Entlastungsphase:

γt = γmax - τ

54,1 -

τ6,64

∙ �1 - e� - t6,79��

- τ

80,4 ∙ �1 - e� - t

0,0001��

0,0

0,5

1,0

1,5

2,0

2,5

3,0

0 20 40 60 80 100

Def

orm

atio

n [-]

Zeit [s]


0,0

0,5

1,0

1,5

2,0

2,5

3,0

3,5

0 20 40 60 80 100

Def

orm

atio

n [-]

Zeit [s]


0,0

1,0

2,0

3,0

4,0

5,0

6,0

0 20 40 60 80 100

Def

orm

atio

n [-]

Zeit [s]


0,0

0,2

0,4

0,6

0,8

1,0

1,2

1,4

1,6

1,8

0 20 40 60 80 100

Def

orm

atio

n [-]

Zeit [s]


Anhang E A-69

Tabelle 57d: Erfassung der modifizierten MSCR-Versuche (MSCRPK90) durch erweiterte Burgers-Mo-delle (links Gleichung, rechts Abbildung)

50/70FT

Belastungsphase:

γt = τ

71,1 +

τ21,9

∙ �1 - e� - t33,4��

+ τ

11,9 ∙ �1 - e� - t

03,73�� + τ ∙ t1,51

Entlastungsphase:

γt = γmax - τ

71,1 -

τ21,9

∙ �1 - e� - t33,4��

τ11,9

∙ �1 - e� - t03,73��

50/70Amid

Belastungsphase:

γt = τ

72,9 +

τ24,1

∙ �1 - e� - t34,3��

+ τ

15,3 ∙ �1 - e� - t

3,42�� + τ ∙ t0,86

Entlastungsphase:

γt = γmax - τ

72,9 -

τ24,1

∙ �1 - e� - t34,3��

- τ

15,3 ∙ �1 - e� - t

3,42��

50/70Montan

Belastungsphase:

γt = τ

136 +

τ51,0

∙ �1 - e� - t30,1��

+ τ

16,0 ∙ �1 - e� - t

2,56�� + τ ∙ t0,58

Entlastungsphase:

γt = γmax - τ

136 -

τ51,0

∙ �1 - e� - t30,1��

- τ

16,0 ∙ �1 - e� - t

2,56��

50/70SBS/FT

Belastungsphase:

γt = τ

49,4 +

τ12,6

∙ �1 - e� - t38,6��

+ τ

9,79 ∙ �1 - e� - t

4,46�� + τ ∙ t3,62

Entlastungsphase:

γt = γmax - τ

49,4 -

τ12,6

∙ �1 - e� - t38,6��

- τ

9,79 ∙ �1 - e� - t

4,46��

0,0

0,5

1,0

1,5

2,0

2,5

0 20 40 60 80 100

Def

orm

atio

n [-]

Zeit [s]


0,0

0,5

1,0

1,5

2,0

2,5

3,0

3,5

4,0

4,5

0 20 40 60 80 100

Def

orm

atio

n [-]

Zeit [s]


0,0

1,0

2,0

3,0

4,0

5,0

6,0

0 20 40 60 80 100

Def

orm

atio

n [-]

Zeit [s]


0,0

0,2

0,4

0,6

0,8

1,0

1,2

0 20 40 60 80 100

Def

orm

atio

n [-]

Zeit [s]


A-70 Anhang

Tabellenverzeichnis

Tabelle 1: Ergebnisse Brechpunkt nach Fraaß ........................................................... 4

Tabelle 2: Ergebnisse Nadelpenetration ..................................................................... 4

Tabelle 3: Ergebnisse Erweichungspunkt Ring und Kugel .......................................... 5

Tabelle 4: Ergebnisse Biegekriechsteifigkeit und m-Wert bei -10 °C .......................... 7



Tabelle 7: Mathematische Erfassung der temperaturabhängigen BBR-Kennwerte Biegekriechsteifigkeit (links) und m-Wert (rechts) ....................................... 9

Tabelle 8: Kompl. Schermoduln und Phasenwinkel des 20/30A bei 0,1 Hz in Abhängigkeit von der Temperatur ............................................................ 14






Tabelle 14: Kompl. Schermoduln und Phasenwinkel des 50/70B bei 0,1 Hz in Abhängigkeit von der Temperatur ............................................................ 17

Tabelle 15: Kompl. Schermoduln und Phasenwinkel des 50/70B bei 1,59 Hz in Abhängigkeit von der Temperatur ............................................................ 17

Tabelle 16: Kompl. Schermoduln und Phasenwinkel des 50/70C bei 0,1 Hz in Abhängigkeit von der Temperatur ............................................................ 18

Tabelle 17: Kompl. Schermoduln und Phasenwinkel des 50/70C bei 1,59 Hz in Abhängigkeit von der Temperatur ............................................................ 18



Tabelle 20: Kompl. Schermoduln und Phasenwinkel des 50/70RTFOT bei 0,1 Hz in Abhängigkeit von der Temperatur ............................................................ 20

Tabelle 21: Kompl. Schermoduln und Phasenwinkel des 50/70RTFOT bei 1,59 Hz in Abhängigkeit von der Temperatur ............................................................ 20

Anhang A-71

Tabelle 22: Kompl. Schermoduln und Phasenwinkel des 50/70PAV bei 0,1 Hz in Abhängigkeit von der Temperatur ............................................................. 21

Tabelle 23: Kompl. Schermoduln und Phasenwinkel des 50/70PAV bei 1,59 Hz in Abhängigkeit von der Temperatur ............................................................. 21

Tabelle 24: Kompl. Schermoduln und Phasenwinkel des 50/70SBS bei 0,1 Hz in Abhängigkeit von der Temperatur ............................................................. 22

Tabelle 25: Kompl. Schermoduln und Phasenwinkel des 50/70SBS bei 1,59 Hz in Abhängigkeit von der Temperatur ............................................................. 22

Tabelle 26: Kompl. Schermoduln und Phasenwinkel des PmB bei 0,1 Hz in Abhängigkeit von der Temperatur ............................................................. 23

Tabelle 27: Kompl. Schermoduln und Phasenwinkel des PmB bei 1,59 Hz in Abhängigkeit von der Temperatur ............................................................. 23

Tabelle 28: Kompl. Schermoduln und Phasenwinkel des PmB H bei 0,1 Hz in Abhängigkeit von der Temperatur ............................................................. 24

Tabelle 29: Kompl. Schermoduln und Phasenwinkel des PmB H bei 1,59 Hz in Abhängigkeit von der Temperatur ............................................................. 24

Tabelle 30: Kompl. Schermoduln und Phasenwinkel des 50/70GG bei 0,1 Hz in Abhängigkeit von der Temperatur ............................................................. 25

Tabelle 31: Kompl. Schermoduln und Phasenwinkel des 50/70GG bei 1,59 Hz in Abhängigkeit von der Temperatur ............................................................. 25

Tabelle 32: Kompl. Schermoduln und Phasenwinkel des 50/70FT bei 0,1 Hz in Abhängigkeit von der Temperatur ............................................................. 26

Tabelle 33: Kompl. Schermoduln und Phasenwinkel des 50/70FT bei 1,59 Hz in Abhängigkeit von der Temperatur ............................................................. 27

Tabelle 34: Kompl. Schermoduln und Phasenwinkel des 50/70Amid bei 0,1 Hz in Abhängigkeit von der Temperatur ............................................................. 28

Tabelle 35: Kompl. Schermoduln und Phasenwinkel des 50/70Amid bei 1,59 Hz in Abhängigkeit von der Temperatur ............................................................. 29

Tabelle 36: Kompl. Schermoduln und Phasenwinkel des 50/70Montan bei 0,1 Hz in Abhängigkeit von der Temperatur ............................................................. 30

Tabelle 37: Kompl. Schermoduln und Phasenwinkel des 50/70Montan bei 1,59 Hz in Abhängigkeit von der Temperatur ............................................................. 31

Tabelle 38: Kompl. Schermoduln und Phasenwinkel des 50/70SBS/FT bei 0,1 Hz in Abhängigkeit von der Temperatur ............................................................. 32

Tabelle 39: Kompl. Schermoduln und Phasenwinkel des 50/70SBS/FT bei 1,59 Hz in Abhängigkeit von der Temperatur ............................................................. 33

Tabelle 40: Null-Scherviskosität bei 60 °C ................................................................... 34

A-72 Anhang

Tabelle 41: Kompl. Viskosität (Niedrig-Scherviskosität) bei 60 °C der unmodifizierten Bitumen ........................................................................... 34

Tabelle 42: Kompl. Viskosität (Niedrig-Scherviskosität) bei 60 °C der modifizierten Bitumen .................................................................................................... 35

Tabelle 43: Nachgiebigkeit und Rückverformung (MSCR-Prüfung) der unmodifizierten Bitumen ........................................................................... 36

Tabelle 44: Nachgiebigkeit und Rückverformung (MSCR-Prüfung) der modifizierten Bitumen .................................................................................................... 37

Tabelle 45: Scherspannung τ1 und τ30 bzw. Deformation γ60 des Scherspannungs-Relaxations-Versuchs ............................................................................... 39

Tabelle 46: Zugspannung σZ,5 und σZ,60 des Zug-Relaxations-Versuchs ..................... 39

Tabelle 47: Nachgiebigkeit und Rückverformung (MSCRPK und MSCRPK90) der unmodifizierten Bitumen ........................................................................... 40

Tabelle 48: Nachgiebigkeit und Rückverformung (MSCRPK und MSCRPK90) der modifizierten Bitumen ............................................................................... 41

Tabelle 49: Komplexe Viskosität, LVE-Grenze, Scherspannung bei 70 % bzw. 85 % der kompl. Viskosität der unmodifizierten Bitumen ................................... 42

Tabelle 50: Komplexe Viskosität, LVE-Grenze, Scherspannung bei 70 % bzw. 85 % der kompl. Viskosität der modifizierten Bitumen ....................................... 43

Tabelle 51: Kompl. Schermodul bei konst. Scherspannung von 5 kPa ....................... 44

Tabelle 52: Lissajous-Figuren bei 1% (links) bzw. 1000 % (rechts) Deformation ........ 45

Tabelle 53: Erfassung der Scher-Relaxations-Versuche durch Maxwell-Modelle (links Gleichung, rechts Abbildung) .......................................................... 50

Tabelle 54: Erfassung der Zug-Relaxations-Versuche durch Maxwell-Modelle (links Gleichung, rechts Abbildung) .................................................................... 54

Tabelle 55: Erfassung der Null-Scherviskositäts-Versuche durch Burgers-Modelle (links Gleichung, rechts Abbildung) .......................................................... 58

Tabelle 56: Erfassung der modifizierten MSCR-Versuche (MSCRPK90) durch Burgers-Modelle (links Gleichung, rechts Abbildung) ............................... 62

Tabelle 57: Erfassung der modifizierten MSCR-Versuche (MSCRPK90) durch erweiterte Burgers-Modelle (links Gleichung, rechts Abbildung) .............. 66

Schriftenreihe des Lehrstuhls für Verkehrswegebau

der Ruhr-Universität Bochum

bisher erschienen:

Heft 26 Sergey Alexikov

Optimierung der Berechnungsverfahren standardisierter Oberbaukonstruktionen russischer Straßen für die Süregion Wolgograds (2017)

Heft 25 Miomir Miljkovic

Influence of Bitumen Emulsion and Reclaimed Asphalt on Mechanical and Pavement Design-related Performance of Asphalt Mixtures, (2015)

Heft 24: Daniel Gogolin

Rheologische Kennwerte bitumenhaltiger Bindemittel zur Charakterisierung akustischer Eigenschaften von Asphaltdeckschichten, (2012)

Heft 23: Reha Çetinkaya

Bewertung der Einflussfaktoren auf die thermisch-oxidative Alterung von Bitumen im Asphalt, (2011)

Heft 22: Jan Ritter

Verhalten von Halbstarren Deckschichten bei statischer und dynamischer Beanspruchung, (2011)

Heft 21: Sabine Boetcher

Entwicklung einer Bauweise für Pflasterdecken auf Asphalttragschichten, (2007)

Heft 20: Michael Brüggemann

Untersuchungen zur Frosteinwirkung in Innerortsstraßen anhand numerischer Simulationen, (2007)

Schriftenreihe

des Institutes für Straßenwesen und Eisenbahnbau der Ruhr-Universität Bochum

Heft 19: Christine Kellermann

Zur Bewertung des Infiltrationsverhaltens von Tragschichten ohne Bindemittel, (2003)

Heft 18: Heiko Trogisch

Auswirkungen der Granulometrie von Brechsanden auf Asphalteigenschaften, (2003)

Heft 17: Wolfgang Bunz

Verfahren zur Verbesserung von Hausmüllverbrennungsasche als Straßenbaustoff, (2002)

Heft 16: Bettina Stoppka

Prognosemodell zur Berechnung des Salzaustrags aus Straßenbaustoffen in die Sickerzone, (2002)

Heft 15: Michael Rohleder

Horizontale Verschiebungen in Pflasterdecken und deren Visualisierung, (2002)

Heft 14: Innocent Nyatanyi

Einsatzmöglichkeiten von Schaumbitumen im Straßenbau von Entwicklungsländern am Beispiel von Burundi, (2001)

Heft 13: Carsten Koch

Zum Tragverhalten von Pflasterbefestigungen, (1999)

Heft 12: Hans-Hermann Weßelborg

Braunkohlenflugaschen für Verfestigungen im Straßenbau, (1997)

Heft 11: Dan Winnesberg

Lehrstellwerke und Stellwerkssimulationen zur Verbesserung des Eisenbahnbetriebes, (1997)

Heft 10: Peter Schellenberg

Entwicklung eines Verfahrens zur Reduzierung leichtlöslicher Salze in Müllverbrennungs- asche, (1995)

Heft 9: Thomas Merkel

Auswirkungen polyzyklischer aromatischer Kohlenwasserstoffe auf die Umwelt bei der Verwertung pechhaltiger Straßenausbaustoffe, (1995)

Heft 8: Martin Radenberg

Bewertung der wasserwirtschaftlichen Gefährdung durch pechhaltige Recycling-Baustoffe im Straßenbau anhand einer numerischen Simulation, (1995)

Heft 7: Susanne Pitschak

Einsatzgrenzen für Wirbelschichtaschen im Straßenbau, (1995)

Heft 6: Martin Radenberg

Ermittlung und gegebenenfalls Verbesserung der bautechnischen Eigenschaften von MV-Asche, (1994)

Heft 5: Klaus Mesters

Abschätzung der Mobilisierbarkeit von leichtlöslichen Salzen aus Müllverbrennungsasche am Beispiel eines Lärmschutzwalles, (1993)

Heft 4: Rolf Koch

Entwicklung eines Prognosemodells zur Beschreibung der Zustandsänderungen eines ausgewählten Straßennetzes, (1992)

Heft 3: Martin Knauber

Entwicklung eines Verfahrens zur praxisnahen Beurteilung der Umweltverträglichkeit von industriellen Nebenprodukten im Straßenbau (Feldversuche), (1991)

Heft 2: Karl-Heinz Rehbein

Untersuchungen zum Lastverteilungsvermögen von Betonsteinpflasterdecken, (1988)

Heft 1: Heinz Rethage

Dringlichkeitsreihung für die Umrüstung der S-Bahn-Haltepunkte mit Aufzugssystemen am Beispiel des Verkehrsverbundes Rhein-Ruhr, (1987)

LEBENSLAUF

Persönliche Daten

Michael Gehrke

Ausbildung

Ruhr-Universität Bochum Diplomstudium Bauingenieurwesen Diplomprüfung am 14.08.2009

Berufliche Tätigkeit

Juli 1999 – Juni 2005 Heikaus Gussasphalt GmbH + Co KG in Wuppertal

Oktober 2009 – März 2015 Ruhr-Universität Bochum, Lehrstuhl für Verkehrswegebau

Seit Oktober 2014 IFTA – Ingenieurgesellschaft für Technische Analytik mbH in Essen

Gladbeck, 26. Mai 2017

Komplexe Charakterisierung bitumenhaltiger Bindemittel ...

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