Bauphysik 01/2012 free sample copy by Ernst & Sohn

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34. Jahrgang Februar 2012 ISSN 0171-5445 A 1879

– Eigenschaften von thermisch behandeltem Holz mittels VakuumpressTrocknungsverfahren – Oberflächennahe Geothermie für das Heizen und Kühlen von Nichtwohngebäuden – Hydrophobe Fassadenbeschichtungen: verkapselte versus unverkapselte Biozidsysteme – COND-Algorithmus zur hygrothermischen Bewertung von Konstruktionen – Einfluss von Hohlräumen auf die Wärmeleitfähigkeit von ausgewählten Holzwerkstoffen

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Norsonic-Tippkemper Nor sonic-Tippkemper GmbH

Innovative Innovative Schallmesstechnik Schallmesstechnik

Bau- und Raumakustik Das Norsonic Bauakustiksystem ist modular aufgebaut: angefangen von dem kleinen, handlichen und sehr einfach zu bedienenden Handschallanalysator Handschallanalysator Nor140 mit interner interner Bauakustikauswertung Bauakustikauswertung nach ISO 140 /717, bis hin zum 2-Kanal Funkmesssystem (basierend (basierend auf zwei Handschallanalysatoren analysatoren Nor140 und der Bauakustiksoftware NorBuild), NorBuild), ﬁnden Sie bei uns mit Sicherheit die passende Konﬁguration für Ihre Ihre Messaufgabe! Neben der Schalldämmung (Pegel- und Nachhallzeitmessungen) kann mit dem Handschallanalysator Nor140 auch die Sprachverständlichkeit gemessen wer werden. den. Zusätzlich kann das Gerät auch für Umweltmessungen verwendet werden wer den (s.u.).

Akustische Akustische Kamera Norsonic ist stolz Ihnen die sehr innovative akustische Kamera Nor848 vorstellen zu können! Das System ist batteriebetrieben und besteht lediglich aus zwei Komponenten: dem Mikr Mikrofon-Array ofon-Array (mit 225 MikroMikrofonen!) und dem Laptop (MacBook), die per LAN-Kabel ver ver-bunden wer werden. den. Ein zusätzliches Fr Frontend ontend ist nicht notwendig. Dadur Dadurch ch ist das System ideal für den mobilen Einsatz geeignet! Der Aufbau ist innerhalb weniger Minuten erledigt. Die intuitiv zu bedienende Software Software er ermöglicht möglicht sowohl eine schnelle live Analyse vor Ort, Ort, als auch eine ausführliche nachträgliche Analyse im Büro. Büro. Dur Durch ch Bewegen der Maus im Bild können Sie einzelne Schallquellen analysieren analysieren und auch anhören! Alles in Echtzeit! anhören!

Umweltlärm Auch für alle Aufgabenber Aufgabenbereiche eiche der Umweltlär Umweltlärmmessung mmessung und -Analyse ﬁnden Sie bei uns die passende Lösung. Angefangen von dem kleinen und sehr einfach zu bedienenden Hanschallanalysator Nor140, über mobile oder stationäre stationär e Messstationen mit 3G Modem (UMTS / HSDP HSDPA PA / GPRS), bis hin zur sehr leistungsstarken Analysesoftwar Analysesoftware e NorReview (neue V Version ersion 4), bieten wir Ihnen viele Produkte Produkte mit bedeutenden Alleinstellungsmerkmalen!

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Inhalt

Heinze ArchitektenAWARD 2011: Junk & Reich haben beim Wiederaufbau bzw. Nachbau der Bibliothek und der Waidhäuser des Augustinerklosters, Erfurt, das historische Prinzip einer „Stadt in der Stadt“ aufgegriffen. Damit werden sie nicht nur der Grundgestalt der gotischen Anlage gerecht, sondern lösen auch virtuos das Grundproblem des spezifischen Orts, der seit 1945 durch Teilzerstörung fragmentiert war. Beides macht dieses Objekt zum Musterbeispiel vorbildlicher Gesamtgestaltung (s. S. 38 ff.). (Foto: Junk & Reich – Architekten BDA Planungsgesellschaft mbH)

Bauphysik 1

34. Jahrgang Februar 2012, Heft 1 ISSN 0171-5445 (print) ISSN 1437-0980 (online) Wilhelm Ernst & Sohn Verlag für Architektur und technische Wissenschaften GmbH & Co. KG www.ernst-und-sohn.de

Peer-reviewed journal Bauphysik ist ab Jahrgang 2007 beim Web of Knowledge (ISI) von Thomson Reuters akkreditiert.

Fachthemen 1

Melanie Wetzig, Tom Sieverts, Holger Bergemann, Peter Niemz Mechanische und physikalische Eigenschaften von mit dem VakuumpressTrocknungsverfahren thermisch behandeltem Holz

Ursula Eicker, Felix Thumm Energieeffizienz und Wirtschaftlichkeit oberflächennaher Geothermie für das Heizen und Kühlen von Nichtwohngebäuden

Klaus Breuer, Florian Mayer, Christian Scherer, Regina Schwerd, Klaus Sedlbauer Wirkstoffauswaschung aus hydrophoben Fassadenbeschichtungen: verkapselte versus unverkapselte Biozidsysteme

Andreas Nicolai Der generalisierte COND-Algorithmus zur hygrothermischen Bewertung von Konstruktionen

Matúsˇ Josˇcˇák, Walter Sonderegger, Peter Niemz, Reinhard Oppikofer, Laura Lammar, Thomas Schnider Einfluss von Hohlräumen auf die Wärmeleitfähigkeit von ausgewählten Holzwerkstoffen für den Baueinsatz Berichte

Preisverleihung des Heinze ArchitekturAWARD 2011 Rubriken

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Persönliches Technische Regelsetzung Veranstaltungen Stellenmarkt Produkte & Objekte

Schallschutz und Akustik

Impact-Faktor 2010: 0,173

Aus Wiley InterScience wird Wiley Online Library

www.wileyonlinelibrary.com, die Plattform für das Bauphysik Online-Abonnement Bautechnik 81 (2004), Heft 1

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Produkte & Objekte

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Akustikverkleidungen mit Stil Die Lignokustik AG ist spezialisiert auf die Herstellung von hochwirksamen akustischen Wand- und Deckenverkleidungen. Die Produkte Lignokustik alpha, beta, gamma, delta und nun neu: eta, weisen unterschiedliche Optiken – gerillt oder perforiert – auf. Mit einer Vielzahl von frei wählbaren Oberflächen, in Furnier oder farbig lackiert bieten sich fast unbeschränkte Design-Möglichkeiten. Auch Schranktüren sowie gebogene Akustikpaneele sind lieferbar. Sämtliche Produkte können als absorbierende oder reflektierende Variante hergestellt werden. Höchste Akustikwerte (NRC bis 0.95) erreicht das Produkt Lignokustik delta mit mikroperforierter Oberfläche. Als Basismaterial werden Holzwerkstoffe eingesetzt, jedoch sind auch spezielle Materialien bei erhöhten Brandschutzanforderungen sowie formaldehydfreie oder auch FSC konforme Werkstoffe verfügbar. Das Produkt Lignokustik alpha ist im Verbund A2 geprüft. Grosser Wert wird bei der individuellen Herstellung auf die Qualität der Materialien und der Ausführung gelegt. Eigens entwickelte Montagehilfsmittel bieten Gewähr für eine leichte und saubere Installation der Produkte.

Von alpha bis eta bietet Lignokustik mit einer Vielzahl von frei wählbaren Oberflächen, in Furnier oder farbig lackiert fast unbeschränkte Design-Möglichkeiten. (Abb.: Lignokustik)

Neu im Sortiment ist eta – eine fein perforierte Akustikplatte, die eine edle und harmonische Oberflächenstruktur mit einem optimalen Preis-/Leistungsverhältnis kombiniert. Weitere Informationen: Lignokustik AG, Unterhaldenstrasse 32, CH-8717 Benken/Schweiz, Tel. +41 (0)55 293 24 00, Fax +41 (0)55 293 24 01, info@lignokustik.ch, www.lignokustik.ch

Trittschalldämmung unter Estrich in der Elbphilharmonie Neben Michel und Köhlbrandbrücke hat Hamburg nun ein Wahrzeichen mehr: das Jahrhundertbauwerk Elbphilharmonie ist jetzt schon Hamburgs kulturelles Wahrzeichen und dürfte – entworfen nach Plänen der Schweizer Architekten Herzog & de Meuron – eines der weltbesten Konzerthäuser werden. Das Herzstück des Bauwerks, der Große Konzertsaal mit seinen ca. 2.150 Plätzen befindet sich auf einer Höhe von 50 m im Gebäude und stellt eine bauliche Meisterleistung dar. Der 12.500 t schwere Saal ruht aus Schallschutzgründen auf Federpaketen und ist mit seinen Wänden von allen anderen Gebäudeteilen entkoppelt. Um eine perfekte Akustik im gesamten Konzertsaal zu gewährleisten, wurde von einem der weltbesten Akustiker Yasuhisa Toyota ein Konzept entwickelt, das anhand eines detailgetreuen im Maßstab 1:10 gebauten Saalmodells messtechnisch überprüft wurde. 10.000 individuell bearbeitete Wand- und Deckenplatten mit einer weltweit einzigartigen Oberfläche und ein in der Mitte des zeltförmigen Deckengewölbes aufgehängter Klangreflektor sorgen dafür, dass sich der Klang des Orchesters gleichmäßig im Raum verteilt.

Bild 1. Ein weiteres Wahrzeichen Hamburgs und ein Akustikwunder

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Bild 2. Im Kaistudio der Elbphilharmonie wurden die Estrichdämmbahnen Regupol BA und Regupol E48 verlegt. (Fotos: BSW)

Auch im Kleinen Saal und im Kaistudio wurden alle schalltechnischen Anforderungen für Konzertsäle erfüllt. So stellt der Einsatz von Trittschalldämmbahnen des Herstellers BSW beim Konstruktionsaufbau der Geschossdecken eine Minimierung der Schallübertragung sicher. Im Kaistudio wurden zwei Lagen Regupol BA und eine Lage Regupol E48 übereinander liegend eingebaut. Da sich das Kaistudio unmittelbar oberhalb der Tiefgarage befindet, wurde aus luftschalltechnischen Gründen eine ca. 100 mm dicke Estrichplatte zur Reduzierung der Luftschallübertragung auf den Regupol Estrichdämmbahnen verbaut. Die aus PU-gebundenen Gummifasern hergestellten Dämmbahnen mit bauaufsichtlicher Zulassung zeichnen sich durch ihre hohe Tragfähigkeit, ihre minimale Zusammendrückbarkeit und ein hohes Rückstellvermögen aus. Vor dem Einbau der Estrichdämmplatten wurden die aufgehenden Bauteile mit Regupol Randdämmstreifen belegt. Nach der Stoß-an-Stoß-Verlegung erfolgte die Verklebung mit Klebeband und abschließende Abdeckung mit einer 0,2 mm dicken PE-Folie. Die PE-Folie verhindert ein Eindringen des Estrichs in die poröse Struktur des Regupol und somit die Bildung von Schallbrücken und der damit verbundenen Körperschallübertragung. Weitere Informationen: BSW GmbH, Am Hilgenacker 24, 57319 Bad Berleburg, Tel.: (02751) 803 0, Fax: (02751) 803-109, info@berleburger.de, www.berleburger.com

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Broschüre: Sicherer Schallschutz – einfacher Nachweis

werksexperte Dipl.-Ing. Rudolf Herz, KS-Süd e.V., auf acht Seiten die einzelnen Wege vor, wie mit dem KS-Schallschutzrechner die Schallschutzplanung und der Schallschutznachweis nach DIN EN 12354-1 ohne viel Aufwand sicher in den Griff zu bekommen sind. Sie ist für Bauingenieure, Planer und Architekten sowie Studenten, aber auch für technisch interessierte private Bauherren ein leicht verständlicher Leitfaden. Zahlreiche Tabellen, aussagekräftige Zeichnungen und Details sowie erläuternde Fotos machen die Aussagen transparent und nachvollziehbar. Die Broschüre kann auf der Website von KS-Original kostenfrei heruntergeladen oder postalisch bezogen werden.

In der von KS Original herausgegebenen Broschüre wird gezeigt, wie mit dem KS-Schallschutzrechner die Schallschutzplanung und der Schallschutznachweis nach DIN EN 12354-1 ohne viel Aufwand sicher in den Griff zu bekommen ist. In der aktuellen Diskussion um die Weitere Informationen: neue Schallschutznorm 4109 erhalten KS-ORIGINAL GMBH, Postfach 21 01 03, 30401 Hannover, rechnerische Nachweise auf Grundlage Tel.(05 11) 279 53-0, Fax (05 11) 279 53-31, der europäischen DIN EN 12354-1 beInfoline: 0800-700 20 70, Infofax: 0800-700 20 80, sondere Bedeutung. Für die bauakustiinfo@ks-original.de, www.ks-original.de sche Planung sollte deshalb das schon lange bekannte Rechenverfahren DIN EN 12354-1 endlich angewendet werden. Es führt zu genaueren Ergebnissen und mehr Sicherheit NEU DODEKAEDER-LAUTSPRECHER TYP 4292 LIGHT beim Entwerfen, Konstruieren und Ausführen. Wie aber wird Schallschutz nach DIN EN 12354-1 geplant und vor allem – wie wird er ohne viel Aufwand sicher nachgewiesen? Mit dem digitalen KS-Schallschutzrechner ist man in der Lage, bereits während der Planung den tatsächlich erzielbaren Schallschutz exakt und zielgerichtet zu ermitteln. Die dazugehörige Software wurde für Kalksandstein bereits 2003 auf Grundlage der DIN EN 12354-1 und unter Einbindung wissenschaftlicher Untersuchungsergebnisse entwickelt. Mit ihm sind Schwachstellen in ALLES AUS EINER HAND der Schallübertragung einfach Brüel & Kjær hat das weltweit zu erkennen, zu analysieren umfangreichste Angebot an und zu vermeiden. Das GeMess- und Testsystemen im Bereich Schall und Schwingung bäude kann gezielt schalltechnisch optimiert werden. Schnell und detailsicher – einfach per Mausklick. Der KS-Schallschutzrechner stellt alle Wege der Schallübertragung dar und bezieht sie in die Auswertung ein. Der Dodekaeder-Lautsprecher Typ 4292 Light ist Teil des Brüel & Kjær Bauakustik-Messsystems Das Berechnen der LuftBesuchen Sie uns auf unserem Messestand: schalldämmung erfolgt so, Geringes Gewicht: Eine Person, ein Weg – zum Messort wie es auch in der zukünftiLeistungsstark: Schnelle Messung – am Messort gen DIN 4109 vorgesehen ist. Komfortabel: Komplette Ergebnisse – am Messort Ergo: Die Prognosesicherheit Geringes Gewicht: Eine Person, ein Weg – vom Messort 19. - 22. März, Darmstadt steigt erheblich. Auch die im Stand L0-02 Massivhaus üblichen KonBrüel & Kjær bietet mit dem Dodekaeder-Lautsprecher Typ 4292 Light struktionen anderer Massivund dem Leistungsverstärker Typ 2734 die leichteste und leistungsstärkste www.bksv.com/OMNIPOWER Lautsprecher-Kombination für Bauakustik an. baustoffe wie Ziegel, Porenbeton und Beton lassen sich mit dem KS-SchallschutzBrüel & Kjaer GmbH · Linzer Str. 3 · 28359 Bremen rechner berechnen und obZentrale: (04 21) 17 87 - 0 · Fax: (04 21) 17 87 - 100 · Service: 018 03 713 711 Auftragsbearbeitung: 018 03 713 712 · Technischer Verkauf: 018 03 713 713 jektiv vergleichen. www.bruelkjaer.de · info.de@bksv.com In der neuen Broschüre stellt der renommierte MauerBA 1201 – bp

DIE LEISTUNG ERHÖHEN DAS GEWICHT VERRINGERN

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Schallschutz und Akustik

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Schallschutz und Akustik

Akustische Diskretion durch ästhetische Aufwertung www.ingpages.de

… in der Arztpraxis … Am Empfang etwa einer Arztpraxis ist Diskretion erwünscht. Die wird aber schwierig, wenn schallharte Wände jedes Wort reflektieren. Dabei kann mit einfachen, attraktiven und individuellen Mitteln wie dem Absorber-Design-Konzept „CapaCoustic Melapor Picture“ Abhilfe geschaffen werden. Im Empfang der internistischen Fachpraxis Dr. Ruf und Dr. Nesbigall in Kaiserlautern ziehen drei großformatige Wandbilder die Blicke auf sich. Hinter den künstlerisch anmutenden medizinischen Fotografien auf Melapor picture, die Blutkörperchen und Blutbahnen zeigen, verbergen sich hochwirksame Schallabsorber. Hier im Raum fällt sofort die gedämpfte Stimmung trotz der vielen schallharten Oberflächen aus Metall und Glas angenehm auf. Anfangs war der Lärmpegel hier sehr hoch. Schallabsorbierende Stoffe kamen aus hygienischen Gründen nicht in Frage, Deckensegel o.Ä. waren nicht erwünscht. Daher kam CapaCoustic Melapor Picture zum Einsatz. Die individuell bedruckten Wandabsorber sorgen jetzt zusätzlich für mehr Diskretion am Empfang. Zudem freuen sich die Angestellten nach Anbringen der Bilder sowohl über die ästhetische Aufwertung als auch mehr Ruhe bei der Arbeit.

Bild 1. Die Bilder sind zugleich hochwirksame Schallabsorber und sorgen für Ruhe und Diskretion im Anmeldebereich dieser Arztpraxis in Kaiserslautern.

Die attraktiven Absorberbilder machen aufwendige akustische Maßnahmen überflüssig. In der Regel genügt es für eine deutlich spürbare akustische Verbesserung, wenn 30 bis 40 % der Grundfläche eines Raumes mit dem Akustiksystem ausgestattet werden.

… und in der Schulaula Für Schalldämpfung muss es nicht immer die Lochdecke sein. Mit CapaCoustic Melapor gibt es viele andere attraktive Akus-

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Bild 2. Lärmschlucker: Die CapaCoustic Baffles reduzieren den Lärm in der Halle deutlich wahrnehmbar. (Fotos: Caparol Farben Lacke Bautenschutz/Robert Zdunic)

tikmaßnahmen, z.B. die Baffles. Das sind runde, ellipsenförmige oder rechteckige Absorberelemente zum Abhängen von der Decke. Es können auch individuelle Elemente in unterschiedlichen Formen gefertigt werden. Mit Melapor-Baffles lassen sich Räume aller Art modern, individuell und vor allem akustikverbessernd gestalten. In der Aula der Mittelschule Königsbrunn-Süd nahe Augsburg hängen 310 grau und gelb beschichtete Baffles – obgleich eigentlich für waagerechte Aufhängung vorgesehen – senkrecht von der Decke. Diese Idee stammt von Architekturstudenten der Fachhochschule Augsburg, die sich für die Baffles entschieden hatten, da die Sichtbetondecke erhalten bleiben sollte. Auch durften die Lichtkuppeln nicht ganz abgedeckt werden. Durch die Baffles wird nun im Gegenteil die Lichtreflexion nach unten weiter gegeben. Die Baffles mit 120 cm Länge und 15 cm Durchmesser sind eine Sonderanfertigung. In der Schulaula waren vor der Akustikmaßnahme Lärmwerte von über 105 dB gemessen worden, ein Pegel über dem eines Presslufthammers. Nach dem Baffles-Einbau ist der Lärmpegel spürbar reduziert und die Schulaula ist durch die pfiffige Anordnung der Elemente attraktiver und heller geworden. Dank der offenporigen Struktur des High-Tech-Schaumstoffs auf Melanimharzbasis nehmen die Baffles den Schall auf und reduzieren so die Nachhallzeit deutlich. Durch das hohe Schallabsorptionsvermögen – die Melapor-Elemente sind in der Schallabsorberklasse A eingestuft – wird die Akustik im Raum spürbar verbessert. Die Akustikelemente sind temperaturbeständig und schwer entflammbar (Brandklasse B1). Sie können in über 50.000 Farbtönen in der Innenfarbe CapaTrend ganz nach Geschmack gespritzt werden. Diese Zusatzbeschichtung hat keine negative Einwirkung auf das Absorptions- und Brandverhalten. Weitere Informationen: CAPAROL Farben Lacke Bautenschutz KundenServiceCenter Roßdörfer Straße 50 64372 Ober-Ramstadt Deutschland Telefon: +49 6154 71-1710 Fax: +49 6154 71-1711 E-Mail: kundenservicecenter@caparol.de www.caparol.de

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Schallschutz und Akustik

Trittschalldämmmatte für maximale Wirkung www.ingpages.de

Getzner Werkstoffe hat eine kostengünstige Lösung zur Reduktion von Trittschall entwickelt, deren Dämmwerte unerreicht sind. Die Getzner Construction Mat verringert Schwingungen maßgeblich und garantiert maximale Lebens- und Arbeitsqualität im industriellen und gewerblichen Umfeld wie auch im Wohnungsbau. Mit der Getzner Construction Mat im Fußbodenaufbau können sie jetzt unübertroffene Trittschalldämmwerte und damit maximale Lebens- und Arbeitsqualität erreichen: Entsprechend der Norm DIN EN ISO 140-8 ergibt sich ein Trittschallverbesserungsmaß Δ Ln,wP von 33 dB – bei einer Dämmstoffdicke von nur 16 mm. Die Getzner Construction Mat bietet einen konstanten Trittschallschutz – auch bei unterschiedlicher Belastung.

Bild 1. Mit der Getzner Construction Mat im Fußbodenaufbau verringert sich die Schwingungsübertragung maßgeblich.

Neue Maßstäbe bei der Trittschalldämmung

Hochbelastbar und einfach zu handhaben

Die Getzner Construction Mat ist ein hocheffizientes Produkt. Das Material ist strapazierfähig und belastbar, wodurch die hervorragende Trittschalldämmung dauerhaft bestehen bleibt. Die Alterungsbeständigkeit des Materials unterstützt dieses Langzeitverhalten: Der Werkstoff behält seine Elastizität und ist darüber hinaus geruchsneutral. Überdies zeichnet er sich durch eine geringe Kriechneigung aus. Da das Material chemisch beständig und verrottungsfest ist, ist ein Kontakt mit bauüblichen Flüssigkeiten problemlos. Die Getzner Construction Mat besteht zu 25 Prozent aus recyceltem Polyurethan – die richtige Lösung für nachhaltiges Bauen.

Die Matte eignet sich für Lasten bis 25 kN/m2. Durch die wellige Struktur auf der Mattenunterseite ist die Wirksamkeit der Schalldämmung im gesamten Einsatzbereich gleich. Die handlichen Abmessungen und das geringe Gewicht ermöglichen, dass sich die Getzner Construction Mat unkompliziert an ihren Bestimmungsort transportieren und einfach verlegen lässt. Für das Zuschneiden auf die gewünschte Größe oder Formanpassungen reicht ein herkömmliches Cutter-Messer aus. Fugen werden einfach mit einem geeigneten Klebeband verklebt. Die Getzner Construction Mat entfaltet ihre Wirkung ebenso stark in Supermärkten, Krankenhäusern oder Großküchen wie

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Schallschutz und Akustik

Flexibler Schallschutz für den Schreibtisch

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Die ProTex-Akustikelemente von Sonatech eignen sich für alle Schreibtischarbeitsplätze, bei denen sich die Mitarbeiter gegenseitig akustisch beeinflussen. Sie schirmen einen oder mehrere Arbeitsplätze optisch und vor allem akustisch voneinander ab. Dadurch wird der Lärmpegel deutlich reduziert.

Bild 2. Die Trittschalldämmmatte von Getzner lässt sich unkompliziert transportieren und einfach verlegen. (Fotos: Getzner)

in Produktionshallen. Auch an Orten, an denen eine ruhige Atmosphäre besonders wichtig ist – Bibliotheken, Hotels, Wohnheime oder Großraumbüros – sorgt die Getzner Construction Mat für ausgezeichnete Ergebnisse. Getzner Werkstoffe entwickelt als Lösungsanbieter Erzeugnisse aus elastischen PUR-Werkstoffen zur Schwingungsisolierung in den Bereichen Bahn, Bau und Industrie. Die Kompetenz des österreichischen Unternehmens spiegelt sich in mehr als 40 Jahren Erfahrung wider.

Fakten zur Getzner Construction Mat – Unerreichte Trittschalldämmwerte: Trittschallverbesserungsmaß (Δ Ln,wP = 33 dB) – Geringe Dämmstoffdicke (16 mm) – Einfache Handhabung durch geringes Gewicht – Einfache Verarbeitbarkeit: Schneiden, Verlegen, Kleben – Praktische Formate: Plattenabmessungen (1.500 × 750 mm) – Frei von Weichmachern, alterungsbeständig, volumenkompressibel – Klassifizierung zum Brandverhalten: Klasse E (DIN EN 13501-1) – Chemisch beständig, verrottungsfest und geruchsneutral – Lastbereiche bis 25 kN/m2 – Geringe Wärmeleitfähigkeit (0,05 W/mK) – 25 Prozent Recyclinganteil Weitere Informationen: Getzner Werkstoffe GmbH, Herrenau 5, 6706 BÜRS, Österreich, Tel. +43 (0) 5552/201-0, Fax +43 (0) 5552/201-1899, info.buers@getzner.com, www.getzner.com

Ein weiterer Vorteil der ProTex-Akustikelemente ist, dass sie optische Highlights sind und sich leicht montieren lassen. Der Hersteller bietet die Platten in der Standardabmessung 1,20 m × 0,6 m × 0,5 m an, liefert sie aber auf Wunsch auch in anderen Größen. Um die Elemente am Bestimmungsort anzubringen, werden sie wahlweise in Stellfüße mit Anti-Rutsch-Beschichtungen gesteckt und einfach auf den Schreibtisch gestellt (dadurch sind sie sehr flexibel) oder mithilfe von Schraubvorrichtungen befestigt. Dank dem waschbaren Stoffbezug, können die Akustikelemente optisch an den Einrichtungsstil des Raumes angepasst werden. Sollte die gewünschte Farbe im Standardsortiment nicht enthalten sein, liefert Sonatech sie nach Rücksprache auch in anderer Farbe. Die ProTex-Akustikelemente bestehen aus einer Kombination von schallabsorbierenden sowie schalldämmenden Materialien, was für eine optimale Reduzierung des Lärmpegels sorgt. Dabei deckt das Schallabsorptionsvermögen einen breiten Frequenzbereich ab, nimmt also hohe und tiefe Töne sehr gut auf. Somit ist der Weg geebnet für konzentriertes, effektives Arbeiten.

Damit man sein eigenes Wort wieder versteht: effektiver Schallschutz am Arbeitsplatz (Foto: Sonatech)

Weitere Informationen: Sonatech GmbH + Co. KG, Gutenbergstraße 10, 87781 Ungerhausen, Tel. (08393) 922 12-0, Fax (08393) 922 12-20, info@sonatech.de, www.sonatech.de

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Schallschutz und Akustik

Belastbares System für die „Schwachstelle Sockel“

Sockelbereiche werden heute mit den üblichen Wärmedämmverbundsystemen ausgeführt, obwohl dieser Bereich den stärksten Belastungen, resultierend aus Spritzwasser bei Regen, Schmelzwasser bei Schnee oder aufgehender Feuchtigkeit aus dem Untergrund ausgesetzt wird.

Putze in der Regel am Sockel nicht geeigent Die zur Auswahl kommenden Putze eignen sich in der Regel, speziell wegen der aufsteigenden Feuchtigkeit, in diesem Bereich nicht. Die Feuchtigkeit kann aus dem Untergrund kapillar in den Putz eindringen und oberflächennah Kalk- oder Salzausblühungen hinterlassen. In Verbindung mit Frost werden diese Putze in kürzester Zeit zerstört. Historisch wurden Sockelbereiche generell mit einem Zementputz mit hoher Festigkeit ausgeführt. Dieser Aufbau konnte den Bedingungen im Spritzwasserbereich lange Zeit standhalten. Voraussetzung für einen derartigen Aufbau ist ein fester, tragfähiger stabiler Untergrund. Weicher oder elastischer Untergrund, wie z. B. Polystyrol-Dämmplatten in Verbindung mit einer harten Zementputzschale sind eine Garantie für Risse und damit für das Versagen

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Feuchte Dämmung und schlechter Wärmeschutz im Sockelbereich müssen nicht sein. Der Sockel – oftmals Stiefkind des Gebäudes – soll funktionieren und ins Design-Konzept des Hauses ästhetisch eingebunden sein. Er soll nach langer Zeit noch gut aussehen und alle Beanspruchungen verkraften. Das FOAMGLAS®-System leistet Dämmfunktion und Bauteilschutz vor: Feuchtigkeit, Spritzwasser, Kondensatfeuchte, aggressive Medien, Nagern und Insektenbefall. Bild 1. Sockelverbundsystem mit mineralischem Dickschichtputz (wärmebrückenfreie Befestigung)

der Konstruktion. Als Dämmung müssen Materialien verwendet werden, die eine hohe Druckfestigkeit besitzen, kein Wasser aufnehmen und die Anforderungen an den Brandschutz erfüllen.

Druckfestes und feuchtigkeitsresistentes Sockelsystem Hier bietet FOAMGLAS® mit dem druckfesten und feuchtigkeitsresistenten Sockelsystem die Performance, auf die es ankommt. Zur Auswahl stehen 4 unterschiedliche Systemvarianten, die in den Technical Data Sheets 2.5.1 bis 2.5.4 detailliert dokumentiert sind. Mit FOAMGLAS® wird auf der Bauwerksabdichtung ein hinterlaufsicherer Aufbau ausgeführt. Verklebung und Beschichtung der nicht kapillaren Dämmplatten schaffen dreifache Sicherheit: 1. keine Wasseraufnahme, somit konstante Wärmedämmleistung über Jahrzehnte,

Regupol® www.bswschwingungstechnik. de

Schwingungen isolieren Projekt Motel One, Berlin Direkt neben dem Bahnhof Zoologischer Garten in Berlin steht das Motel One, schwingungsisoliert auf unterschiedlichen Regupol®-Typen. In den Lastbereichen zwischen 0,05 - 0,25 N/mm² wurde Regupol® auf eine einheitlich niedrige Eigenfrequenz abgestimmt. Die geforderte Einfügedämmung von 10 dB bei 40 Hz Anregung durch den Bahnverkehr wurde mit ausreichendem Sicherheitsabstand erreicht. BSW GmbH Telefon: +49 2751 803-124 Fax: +49 2751 803-109 schwingung@berleburger.de www.bsw-schwingungstechnik.de

Motel One, Berlin

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Schallschutz und Akustik eine flexible Dichtschlämme aufgetragen und nach Durchtrocknungszeit in den gewünschten farblichen Akzenten gestrichen.

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Weitere Informationen: Deutsche FOAMGLAS® GmbH, Freiheitstraße 11, 40699 Erkrath, Tel. (0211) 929635-21, Fax (0211) 929635-35, info@foamglas.de, www.foamglas.de

Energiesparkompass berechnet Amortisationsdauer für Industrietorlösungen

2. sehr hohe Druckfestigkeit, hohe Beständigkeit gegen Lasten, 3. nicht brennbar, keine Weiterleitung des Brandes oder Schwelbrände FOAMGLAS® Platten werden mit dem Bitumenkaltkleber PC SK FIX vollflächig und vollfugig auf der Bauwerksabdichtung kraftschlüssig verklebt. Dämmplatte und Kleber liefern einen Rundumschutz als zusätzliche sekundäre Abdichtungsfunktion. Das metallische Putzarmierungsgitter Armanet/Distanet wird mit ca. 8 Kunststoffdübeln der Firma TOX in der FOAMGLAS® Struktur wärmebrückenfrei befestigt. Im Anschluss werden Armierung und Oberputz als mineralisches Dickschichtputzsystem aufgebracht. Im erdberührten Bereich, also in dem zuvor angesprochenen kritischen Beanspruchungsbereich des Sockels, wird zur Vermeidung von kapillar aufsteigender Feuchtigkeit

Industrietore und Verladetechniklösungen tragen als Teil der Gebäudehülle maßgeblich zur Energieeffizienz von gewerblichen Objekten bei. Der neue Energiesparkompass von Hörmann zeigt, wie Hallendurchfahrten und Verladestellen energiesparend geplant werden. Ein integriertes Berechnungsmodul überschlägt für geplante Tor- und Verladetechnikmodernisierungen die Amortisationsdauer. Verschiedene Programmmodule veranschaulichen mit interaktiven Animationen, wie Heizenergie aus einem Gewerbegebäude entweichen kann und schlägt Lösungen vor. Bei Verladestellen bilden z. B. Ladebrücken, da sie unter dem Tor verlaufen, oft eine Kältebrücke. Läuft das Tor vor der Brücke, ist die Gebäudehülle außerhalb des Be- und Entladevorgangs geschlossen. Der Energiesparkompass zeigt auch, dass auf die andockenden Lkw zugeschnittene Torabdichtungen den Verlust erwärmter Luft während des Verladens enorm reduzieren. Ein integriertes Berechnungsmodul erlaubt darüber hinaus, die Energieeinspar-

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Bautechnik Zeitschrift für den gesamten Ingenieurbau 89. Jahrgang 2012. Erscheint monatlich. Chefredakteur: Dr.-Ing. Dirk Jesse Jahresabonnement print ISSN 0932-8351 € 434,–*

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Jahresabonnement print + online ISSN 1437-0999 € 500,–* Impact-Faktor 2010: 0,141 Q Bautechnik ist eine der führenden technischwissenschaftlichen Fachpublikationen für den gesamten Ingenieurbau. Sie trägt zur Förderung der Kommunikation zwischen Forschung und Praxis innerhalb des Bauwesens bei.

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Bild 2. Druckfestes und feuchtigkeitsresistentes Sockelverbundsystem mit FOAMGLAS

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potenziale durch den Einsatz von Schnelllauftoren in Hallendurchfahrten zu überschlagen. Diese minimieren die Aufstehzeiten der Tore und reduzieren damit das Ausströmen erwärmter Luft. Wann die so eingesparten Heizkosten die Investitionshöhe überschreiten – sich die Toranlage also amortisiert hat –, lässt sich mit dem Berechnungsmodul des Energiesparkompasses ebenfalls überschlägig angeben. Der Energiesparkompass von Hörmann ist im Internet abrufbar unter www.hoermann.de/ energiesparkompass.

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Sechs Module: Der Energiesparkompass von Hörmann betrachtet Energie-Verlustwege systematisch und zeigt, wie Industrietorsysteme und Verladetechniklösungen zum Energiesparen beitragen können (Foto: Hörmann)

Weitere Informationen: Hörmann KG Verkaufsgesellschaft, Upheider Weg 94–98, 33803 Steinhagen, Tel. 01805 750 100 (0,14 €/min aus dem deutschen Festnetz, Mobilfunk max. 0,42 €/min), info@hoermann.de, www.hoermann.com

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Schimmel am Bau Rund die Hälfte aller Neubauten ist heute von Schimmel betroffen. Dies geht aus einer internen Umfrage des Verbands Privater Bauherren (VPB) hervor. Als eine der Hauptursachen dafür sieht der VPB die zunehmenden Winterbaustellen, die häufig auch noch schlecht betreut sind. Die Gründe dafür sind vielfältig: Immer mehr Menschen kaufen schlüsselfertig und planen nicht individuell mit eigenem Architekten. Erfahrungsgemäß sind Schlüsselfertigobjekte während der Bauzeit aber nicht annähernd so gut betreut wie individuelle Bauvorhaben. Außerdem wird knapp kalkuliert. Besondere Schutzmaßnahmen für die Winterbaustelle sind im Budget nicht vorgesehen. Ein Klassiker ist der fehlende Abschluss zum Dachraum hin. Während im Erdgeschoss und im ersten Stock verputzt und geheizt wird, steht die Luke zum ungedämmten Dachgeschoss weit offen. Das ist bauphysikalisch fatal, denn die Feuchtigkeit aus dem unteren Bau zieht wie in einem Kamin nach oben und schlägt sich dort an den kühlen Dachsparren nieder. Die Folge ist Schimmel. Das lässt sich vermeiden. Der VPB rät: Treppenloch zum Dach vor dem Ausbau schließen, Baustelle gut heizen und regelmäßig gründlich lüften! Weitere Informationen: Verband Privater Bauherren e.V., Chausseestraße 8, 10115 Berlin, Tel. (030) 27 89 01-0, Fax (030) 27 89 01 11, info@vpb.de, www.vpb.de

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Sichere Technologie zur Abdichtung von Betonfertigteilkellern Der Trend zur Fertigteilbauweise ist – aus bekannten Gründen – in allen Bereichen der Bauindustrie zu verzeichnen – vom Wohnungsbau über Industrie- und Gewerbebau bis hin zu Gebäuden mit besonders hochwertigem Nutzungsanspruch, wie etwa Archive und Lagerräume für feuchtempfindliche Güter. Die Ausführung erfolgt entweder mit massiven Vollwandelementen oder mit Dreifachwänden. Jedoch stellt die Abdichtung die Ausführung vor eine besondere Herausforderung, da die üblichen Bauweisen als WU-Konstruktion mit Fugenband hier nur sehr begrenzt möglich sind. Die Sika Deutschland GmbH hat hierfür eine einfach zu installierende, sichere und wirtschaftliche Systemlösung entwickelt: Die Kombination aus dem Fugenabklebesystem Tricoflex mit der neuen Frischbetonverbunddichtungsbahn SikaProof A.

Systemkombination aus Fugen- und Flächenabdichtung Der größte Nachteil von Flächenabdichtungen ist der hohe Sanierungsaufwand im Schadensfall. Eine herkömmliche Flächenabdichtung, wie beispielsweise die schwarze Wanne, umhüllt das Bauwerk nur lose. Deshalb kann Feuchtigkeit gegebenenfalls durch eine Perforation der Abdichtung eintreten und anschließend zwischen Bauwerk und Abdichtungslage wandern. Um dies zu vermeiden, arbeiten moderne Systeme mit der Frischbetonverbundtechnologie: Sie ist hinterlaufsicher und bietet somit höchsten Schutz. Die neue, innovative Dichtungsbahn SikaProof A der Sika Deutschland GmbH ist eine mehrlagige Abdichtungsmembran auf Basis einer bewährten FPO-Dichtungsbahn und der neuen speziell dafür entwickelten Grid-Seal-Technology. Diese Technologie ist nach dem Prinzip eines Mini-Compartment-Systems

Bild 1. SikaProof A steht für eine neue Generation der Frischbetonverbund-Abdichtung und bietet vielfältige Lösungen für die Erstellung wasserdichter Betonbauwerke.

Bild 4. Die Dichtungsbahn SikaProof A kann sowohl im Neubau als zur Sanierung, beispielsweise für die Ausbildung einer Innenwanne eingesetzt werden. Außerdem kann sie auch für die partielle Abdichtung als zusätzliche Sicherung bei rissanfälligen Bauteilen verwendet werden.

Bilder 2 und 3. Hinterlaufschutz durch die Grid-Seal-Technology: Die Dichtungsmembran ist mit einer gitternetzartigen Struktur geprägt, die mit einem speziellen Dichtstoff gefüllt ist. Kommt es zu einer Beschädigung der Dichtungsmembran, wird das Wasser innerhalb eines kleinen Teilbereichs gehalten und kann die Dichtungsbahn nicht hinterwandern.

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Bild 5. Höchste Sicherheit mit modernen aufeinander abgestimmten Abdichtungskomponenten: SikaProof A und Tricoflex (Fotos: Sika Deutschland GmbH)

aufgebaut: Die Dichtungsmembran ist mit einer gitternetzartigen Struktur geprägt, die wiederum mit einem speziellen Dichtstoff gefüllt ist. Kommt es zu einer Beschädigung der Dichtungsmembran, wird das Wasser innerhalb eines kleinen Teilbereichs gehalten und kann die Dichtungsbahn nicht hinterwandern. Ein Wassereintritt ins Bauwerk kann nur in dem äußerst seltenen Fall auftreten, dass ein Riss oder eine Fehlstelle im Beton deckungsgleich mit der Beschädigung in der Membran ist. Aber auch in solch einem Fall kann die Sanierung sehr einfach mittels Bohrpackerinjektionen erfolgen. Auf der Betonageseite ist die Membran mit einen Vlies kaschiert und ist vor der Betonage in die Schalung oder auf der Sauberkeitsschicht auszulegen. Im Fertigteilwerk wird die Bahn auf die entsprechenden Wandflächen vorkonfektioniert und auf dem Schalwagen ausgelegt. Bei der anschließenden Betonage penetriert der Frischbeton das Vlies und haftet mit Erhärten mechanisch auf dem Bauwerk – aufgrund der flächigen Verkrallung. Neben dem flächigen Verbund und dem Hinterlaufschutz bieten solche Systeme vor allem bauphysikalische und wirtschaftliche Vorteile. Im Gegensatz zur wasserundurchlässigen Bauweise handelt es sich hier um eine wasserdichte Bauweise: Nach dem Austrocknen der Betonrestfeuchte ist kein weiterer Feuchteeintrag mehr von außen möglich. Dies ist vor allem bei Wohnräumen, Archiven, Technik- und EDV-Zentralen von enormer Wichtigkeit, da hier ein möglichst trockenes Raumklima herrschen muss. Die hochflexiblen rissüberbrückenden Eigenschaften der FPODichtmembran lassen eine Reduzierung der rissbegrenzenden Bewehrung bis 1 mm Rissweite bei der Berechnung der Bauteile zu. Ebenso sind die in der WU-Richtlinie geforderten Mindestbauteilstärken nicht erforderlich. Nach Fertigstellung der im Ortbeton hergestellten Bodenplatte, können die im Fertigteilwerk mit Dichtungsbahn ausgestatteten Wände gestellt und ggf. ausbetoniert werden. Durchführungen, Sonderdetails, Spannstellen sowie die Arbeits- und Dehnfugen werden im Nachgang mit dem Tricoflex-Abklebesystem geschlossen. Bei diesem System wird eine TPE-Dichtmembran beidseitig der Fuge in ein Epoxydharzkleberbett eingeklebt. Somit kann der gesamte Fugenverlauf geschlossen abgedichtet werden. Nach Fertigstellung aller Arbeitsgänge ist das Bauwerk allumfassend in eine geschlossene und dichte Hülle gebettet. Sämtliche Detailpunkte und Übergänge sind in Funktionsprüfungen nachgewiesen und mit einem allgemein bauaufsichtlichen Prüfzeugnis belegt. Der Bauherr erhält mit SikaProof A nicht nur eine hochwertige, sondern auch in vollem Umfang geprüfte Bauwerksabdichtung der neuesten Generation. Weitere Informationen: Sika Deutschland GmbH, Kornwestheimer Straße 103–107, 70439 Stuttgart, Tel. (0711) 8009-0, Fax (0711) 8009-576, info@de.sika.com, www.sika.de

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Neuer Dämmstoff für Höchstleistungen

Nur 0,027 W/(m · K) – diese einzigartig niedrige Wärmeleitfähigkeit für XPS-Dämmstoffe erreicht JACKODUR Plus. Mit dem neuen Material reagiert der Hersteller auf die stetig steigenden Anforderungen beim Wärmeschutz von Gebäuden. Möglich wird die hohe Leistung des Dämmstoffs durch den Einsatz eines neuen Isoliergases, welches in der feinporigen Zellstruktur des Dämmstoffs die Grundlage für höchste Energieeffizienz schafft. Im Vergleich zu konventionell hergestelltem XPS ist der Dämmwert von JACKODUR Plus bis zu 30 % besser. Damit können mit dem Material besonders schlanke Bauteile geplant und ausgeführt werden, die dennoch höchste Ansprüche beim Wärmeschutz erfüllen. JACKODUR Plus hat bereits die allgemeine bauaufsichtliche Zulassung des Deutschen Instituts für Bautechnik (DIBT) und die SIA-Bestätigung in der Schweiz erhalten.

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Mit JACKODUR Plus hat JACKON Insulation einen neuen Hochleistungsdämmstoff entwickelt, der die Wärmeleitfähigkeit herkömmlicher Dämmstoffe aus extrudiertem PolystyrolHartschaum (XPS) deutlich unterbietet.

Bild 3. Im Umkehrdach ermöglicht JACKODUR Plus niedrigere Dachaufbauten. Denn dank der höheren Dämmleistung lässt sich das Ergebnis einer herkömmlichen XPSDämmung mit weniger Dämmstoffdicke erzielen

Bild 4. Das Umkehrdach ist eines der Haupteinsatzgebiete des neuen Hochleistungsdämmstoffs Plus (Fotos: Jackon-Insulation) Bild 1. JACKODUR Plus ist der neue Hochleistungsdämmstoff von JACKON Insulation. Das XPS-Produkt mit besten Dämmeigenschaften ist in Dicken von 50 bis 200 mm erhältlich

Bild 2. Im Vergleich zu konventionell hergestelltem XPS ist der Dämmwert von JACKODUR Plus bis zu 30 Prozent besser. Daher werden höchste Ansprüche beim Wärmeschutz bereits mit geringerer Dämmstoffdicke erfüllt

Die Vorteile des neuen Dämmstoffs Das Material entspricht der EN 13164 und erfüllt alle Anforderungen an einen modernen Hochleistungsdämmstoff: Es ist hochdruckfest, formstabil, feuchtigkeitsunempfindlich, witterungsbeständig, langlebig und nachhaltig. Der Wärmedurchlasswiderstand liegt bei 50 mm Dicke bei 1,85 m2 · K/W und steigert sich auf 7,40 m2 · K/W bei 200 mm Dicke. Die Druckfestigkeit beträgt 300 kPa, die Dauerdruckfestigkeit 130 kPa. Damit liegen die Hauptanwendungsgebiete von JACKODUR Plus in hochbeanspruchten Bereichen wie der Kelleraußenwanddämmung, der Dämmung unter der Bodenplatte gegen Erdreich, der Dämmung unter Estrich, der Flachdachdämmung als Umkehrdach, der Dämmung der obersten Geschossdecke und der Kerndämmung. Erhältlich ist JACKODUR Plus in Dämmstoffdicken von 50 bis 200 mm. Die Oberflächenstruktur ist glatt, als Kantenausführung stehen die Varianten Glattkante oder Stufenfalz zur Auswahl. Weitere Informationen: JACKON Insulation GmbH, Carl-Benz-Straße 8, 33803 Steinhagen, Tel. (05204) 9955-0, Fax (05204) 9955-400, info@jackodur.com, www.jackon-insulation.com

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Anbieterverzeichnis

Produkte & Dienstleistungen Brandschutz

G+H ISOLIERUNG GmbH Bürgermeister-Grünzweig-Str. 1 67059 Ludwigshafen Tel.: +49 (0) 6 21/5 02-2 92 Fax: +49 (0) 6 21/5 02-5 99 info@guh-gruppe.de www.gruppe-guh.de

Passivhaus

UNIPOR-Ziegel Marketing GmbH Landsberger Straße 392 81241 München Tel.: 089 749867-0 Fax: 089 749867-11 E-Mail: marketing@unipor.de Internet: www.unipor.de

Schallschutz

Estrichdämmung

BSW GmbH Am Hilgenacker 24 D-57319 Bad Berleburg Tel. (0 27 51) 803-124 Fax (0 27 51) 803-159 E-Mail: info@berleburger.de Internet: www.bsw-schwingungstechnik.de PUR-Schaum und hochelastischer Polyurethankautschuk zur Schwingungsisolierung

Gummiwerk Kraiburg Relastec GmbH Fuchsberger Str. 4 D-29410 Salzwedel Tel.: (08683) 701142 Fax: (08683) 7014142 E-mail: damtec@kraiburg-relastec.com Internet: www.kraiburg-relastec.com Schalldämmung aus Recycling-Gummigranulat

Wärmebrücken BSW GmbH Am Hilgenacker 24 D-57319 Bad Berleburg Tel. (0 27 51) 803-124 Fax (0 27 51) 803-159 E-Mail: info@berleburger.de Internet: www.bsw-schwingungstechnik.de

G+H Schallschutz GmbH Bürgermeister-Grünzweig-Straße 1 67059 Ludwigshafen Tel.: +49 (0) 6 21/5 02-5 25 Fax: +49 (0) 6 21/5 02-5 93 info@guh-schallschutz.de www.guh-schallschutz.de

Schwingungsisolierung

Trittschalldämmung für hoch belastbare Estriche mit bauaufsichtlicher Zulassung

Isolierung

G+H ISOLIERUNG GmbH Bürgermeister-Grünzweig-Str. 1 67059 Ludwigshafen Tel.: +49 (0) 6 21/5 02-2 92 Fax: +49 (0) 6 21/5 02-5 99 info@guh-gruppe.de www.gruppe-guh.de A14 Bauphysik 34 (2012), Heft 1

Tel.: (07221) 9841-0 Fax: (07221) 9841-99 E-mail: info@speba.de Internet: www.speba.de

Max Frank GmbH & Co. KG Technologien für die Bauindustrie Mitterweg 1 D-94339 Leiblfing Tel. +49 (0) 94 27 189-0 Fax +49 (0) 94 27 1588 E-Mail: info@maxfrank.de Internet: www.maxfrank.de

Schwingungsisolierung aus Recycling-Gummigranulat

Fassadentechnik

G+H Fassadentechnik GmbH Auf den Holln 47 44894 Bochum Tel.: +49 (0) 2 34/58 72-0 Fax: +49 (0) 2 34/58 72-4 28 info@guh-fassaden.de www.guh-fassaden.de

Speba Bauelemente GmbH In den Lissen 6 D-76547 Sinzheim

Software G+H Schallschutz GmbH Bürgermeister-Grünzweig-Straße 1 67059 Ludwigshafen Tel.: +49 (0) 6 21/5 02-5 27 Fax: +49 (0) 6 21/5 02-5 73 vi@guh-gruppe.de www.guh-schallschutz.de

Getzner Werkstoffe GmbH Am Borsigturm 11 D-13507 Berlin Tel. (0 30) 40 50 34-00 Fax (0 30) 40 50 34-35 E-Mail: info.berlin@getzner.com Internet: www.getzner.com Sylomer / Sylodyn: PUR-Werkstoffe zur Schwingungsisolierung

ENVISYS GmbH & Co. KG Graben 1, 99423 Weimar Tel. (03643) 49 52 710 Fax (03643) 49 52 714 Mail: vertrieb@envisys.de Web: www.envisys.de

Schöck Bauteile GmbH Vimbucher Straße 2 D-76534 Baden-Baden Tel. (0 72 23) 9 67-0 Fax (0 72 23) 9 67-4 50 E-Mail: schoeck@schoeck.de Internet: www.schoeck.de

Wärmedämmung

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JACKON Insulation GmbH Carl-Benz-Straße 8 D-33803 Steinhagen Tel. +49 (52 04) 99 55-0 Fax +49 (52 04) 99 55-400 E-Mail: info@jackodur.com Internet: www.jackon-insulation.com JACKODUR Wärmedämmung aus XPS für Perimeter- und Umkehrdachdämmung

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Fachthemen Melanie Wetzig Tom Sieverts Holger Bergemann Peter Niemz

DOI: 10.1002/bapi.201200001

Mechanische und physikalische Eigenschaften von mit dem Vakuumpress-Trocknungsverfahren thermisch behandeltem Holz Ziel der Arbeit war es, ausgewählte Eigenschaften von modifiziertem und nativem Holz zu bestimmen. Es wurden mechanische und physikalische Kenngrößen thermisch modifizierter Buchen-, Eschen- und Pappelproben zweier unterschiedlicher Behandlungsintensitäten ermittelt. Zur Referenz wurden unmodifizierte Proben jeder Holzart getestet. Gegenüber anderen thermischen Vergütungsprozessen beeinflusst das Vakuumpress-Trocknungsverfahren die Eigenschaften des Holzes weniger stark. Es entstehen auch weniger Emissionen wie Essig- oder Ameisensäuren. Die thermische Behandlung von Buche erzielt eine Reduzierung der Dichte und Biegefestigkeit, während die thermisch vergütete Pappel einen leichten Anstieg beider Kenngrößen aufweist. Die Eigenschaften der Esche unterscheiden sich in Abhängigkeit der Behandlungsintensität. Die mit geringer Temperatur vergüteten Proben weisen dem Referenzholz gegenüber zum Teil gestiegene Festigkeiten auf, die höher temperierten Proben stets geringere. Die Dimensionsstabilität steigt infolge der verringerten Gleichgewichtsfeuchte. Anhand der Ergebnisse ist zu erkennen, dass die Änderung der physikalischen wie auch mechanischen Eigenschaften sowohl von der Behandlungsintensität und dem angewandten Verfahren selbst als auch von der behandelten Holzart abhängt. Mechanical and physical properties of wood, heat-treated with the vacuum press dewatering method. The aim of this work was to analyse selected mechanical and physical behaviours of wood thermally treated with the vacuum press dewatering method, Vacu3. The density, bending and impact bending strength, modulus of elasticity, Brinell hardness and the withdrawal capacity of screws as well as the sorption capacity, change in colour and the thermal conductivity were measured. The investigated beech, ash and poplar samples were thermally treated with the patented vacuum press dewatering method, Vacu3. To test the influence of processing conditions, one type of sample was treated with medium temperatures and the other with high process temperatures. As a reference, the properties of unmodified specimen were determined. Thermal modification of beech affects a decrease in density and bending strength. The opposite is the case for heat-treated poplar. The properties of heat-treated ash differ depending on the degree of thermal treatment. The application of medium process temperatures on ash causes an increment in density and bending strength. In contrast, high process temperatures lead to a reduction in density and mechanical properties. As a consequence of the progressive reduction of equilibrium moisture content, the dimensional stability of heat-treated wood is improved. The test results show that changes in properties are influenced by the treatment intensity as well as by treatment technology.

1 Einleitung Eine thermische Behandlung beeinflusst sowohl die strukturellen als auch die chemischen Eigenschaften von Holz, was wiederum zu veränderten mechanischen und physikalischen Eigenschaften führt. Zur Charakterisierung der Eigenschaftsänderungen ist thermisch modifiziertes Holz bereits seit den frühen 1950er Jahren Inhalt verschiedenster wissenschaftlicher Arbeiten [19], [8], [21], [25], [14], [15], [23], [30]. Kubojima et al. [20] ermittelten eine Reduktion der Biegefestigkeit thermisch behandelten Holzes mit zunehmender Behandlungsdauer. Arnold [1] untersuchte die Beziehung zwischen Biegefestigkeit und strukturellen Änderungen sowie gesunkenem Sorptionsvermögen an thermisch vergüteter Buche und Fichte. Burmester [7] und Giebeler [10] bestimmten ein um bis zu 60 % reduziertes Quellvermögen von Holz infolge einer thermischen Behandlung und Kollmann et al. [18] konnten eine Korrelation zwischen dem Quellverhalten und der Farbänderung vergüteten Holzes feststellen. Beeinflusst wird die Farbänderung nach Kollmann et al. [18] vor allem von Behandlungsdauer und -temperatur, aber auch von der Holzfeuchte sowie der Umgebungsfeuchte während des Modifizierungsprozesses. In weiteren Arbeiten konnten Korrelationen zwischen der Farbe und chemischen, mechanischen und physikalischen Eigenschaften thermisch modifizierten Holzes nachgewiesen werden [4], [25], [16], [12]. Übergreifend wurde dabei festgestellt, dass die mechanischen Eigenschaften vergüteten Holzes mit zunehmender Verfärbung sinken, wobei der Gesamtfarbabstand ΔEab mit den Eigenschaftsänderungen besser korreliert als die Helligkeit L [4]. Zusammenhänge zwischen mechanischen und chemischen Materialeigenschaften untersuchten Hofmann et al. [15], wobei sie unter anderem mit steigendem Totalphenolgehalt eine Reduzierung der Biegefestigkeit feststellten. Laubhölzer wiesen eine höhere Korrelation auf als Nadelhölzer. Bächle et al. [3] nutzen NIRS (Nahinfrarotspektroskopie) und eine multivariate Chemometrie zur Bestimmung des Bruch- und Elastizitätsmodules, der Dichte und des Feuchtegehaltes thermisch vergüteter Buche (Fagus sylvatica L.) und Fichte (Picea abies L. Karst.). Das Ziel der vorliegenden Arbeit war die Ermittlung ausgewählter mechanischer und physikalischer Eigenschaften thermisch mit dem Vakuumpress-Trocknungsverfahren

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M. Wetzig/T. Sieverts/H. Bergemann/P. Niemz · Mechanische und physikalische Eigenschaften von mit dem Vakuumpress-Trocknungsverfahren thermisch behandeltem Holz

Vacu3 behandelten Holzes sowie unbehandelten Referenzholzes.

2 Prinzip des Verfahrens Vacu3 Das Prinzip der Vakuumpress-Trocknung nutzt den Effekt, dass sich der Siedepunkt von Wasser mit abnehmendem Luftdruck reduziert. Die Geschwindigkeit des Feuchtetransportes im Holzquerschnitt wird erhöht und Spannungen werden verringert. Vacu3 nutzt die Vorteile des schnellen Holzfeuchtetransportes bei einem Vakuum von 150 mbar (85 % Vakuum) in Verbindung mit einer gut regelbaren und effizienten Kontaktwärmeübertragung (175 bis 230 °C) durch Heizplatten. Damit können selbst dicke Hölzer oder auch Lamellen im Stapel schnell entfeuchtet und gleichmäßig thermisch behandelt werden. Die Steuerung der Anlage erfolgt, sowohl im Verlauf der Darrtrocknung als auch bei der anschließenden thermischen Modifizierung, über die Gewichtsabnahme des Holzes. Durch Einsatz der Kontaktwärmeübertragung ist die Dunkelfärbung des vergüteten Holzes homogen. Abzeichnungen von Stapellatten, wie sie bei anderen Vergütungsverfahren auftreten, sind nicht vorhanden. Mit einem speziellen Airbagsystem wird während der Vakuum-Behandlung ein Druck von bis zu 70 t auf das Holz ausgeübt. Dadurch können Verformungen der Ware stark reduziert werden. Das entstehende Kondensat wird während der gesamten Behandlung kontinuierlich abgesaugt. Darin gebundene chemische Nebenprodukte wie Formaldehyd oder Ameisen- und Essigsäure werden somit gleich nach deren Entstehung aus dem Behandlungsraum abgeführt, wodurch das behandelte Holz deutlich geringere VOCEmissionen aufweist als thermisch vergütetes Holz anderer Technologien (vgl. Roffael et al. [26]). Als Folge der geringen VOC-Emissionen ist auch der von anderen Prozessen bekannte, typisch rauchige Geruch des behandelten Holzes beim Vacu3-Verfahren deutlich weniger markant.

3 Material und Methoden 3.1 Material Das untersuchte Buchen- (Fagus sylvatica L.), Eschen- (Fraxinus excelsior L.) und Pappel- (Populus L.) Holz wurde industriell während zwei Stunden mit dem VakuumpressTrocknungsverfahren Vacu3 thermisch modifiziert. Die Prozessgesamtdauer (inkl. Vortrocknung und Abkühlung) betrug 11 Stunden. Um den Einfluss der Behandlungstemperatur zu untersuchen wurde eine Charge mit geringer Temperatur (< 200 °C; T1) und eine weitere mit hoher Behandlungstemperatur (> 200 °C; T2) vergütet. Die untersuchte Pappel wurde ausschließlich mit hoher Prozesstemperatur behandelt. Zur Referenz wurden auch die Eigenschaften thermisch unbehandelten Holzes ermittelt. Die thermisch behandelten und die Referenzproben stammten aus verschiedenen Rohmaterialchargen, wodurch bereits von vornherein gewisse Abweichungen der spezifischen Eigenschaften vorhanden gewesen sein können. Alle Prüfkörper wurden vor Versuchsbeginn bis zum Erreichen ihrer Gleichgewichtsfeuchte bei 20 °C und 65 % relativer Luftfeuchte konditioniert.

Bauphysik 34 (2012), Heft 1

3.2 Methoden Farbe Die Farbmessungen erfolgten an gehobelten Oberflächen mit dem Chroma-Meter CR 200 (Minolta, Tageslichteinstellung D65). Es wurden an zehn Prüfkörpern (longitudinal/radial/tangential: 400 × 20 × 20 mm3) jeder Holzart und Behandlungsstufe jeweils zwei Messungen auf einer Radial- und einer Tangentialfläche ausgeführt. Die ermittelten Farbkennwerte dienten der Berechnung des Gesamtfarbabstandes ΔEab. Dieser beschreibt den absoluten Abstand zweier Farben im CIELAB-Farbraum und errechnet sich aus den Koordinaten zweier Farborte nach Gl. (1). ΔEab = ΔL2 + Δa 2 + Δb2

(1)

wobei: ΔL = LT – LR

(2)

Δa = aT – aR

(3)

Δb = bT – bR

(4)

mit: ΔEab L a, b T R

Farbabstand Helligkeitswert Farbkennwerte (grün-rot/blau-gelb) Testwert (behandelt) Referenzwert (unbehandelt).

Dichte und dynamischer Elastizitätsmodul Die Bestimmung der Dichte erfolgte nach DIN 52182 (1978) durch Erfassung der Abmessungen der longitudinalen (l), radialen (r) und tangentialen (t) Abmaße und der Massen aller Prüfkörper, die zur Bestimmung der Biegefestigkeit und Bruchschlagarbeit genutzt wurden. Es wurden ca. 200 Prüfkörper jeder Behandlungsvariante und Holzart geprüft. Dieselben Prüfkörper wurden zur Bestimmung des dynamischen Elastizitätsmodul (E-Modul) mittels Ultraschall (Steinkamp, Ultrasonic Tester BPV, 50 kHz) genutzt. Brinellhärte Die Brinellhärte wurde an einer Universalprüfmaschine der Firma Zwick (100 kN) in Anlehnung an DIN EN 1534 mit dem von Stübi und Niemz [28] beschriebenen Verfahren durchgeführt. Es erfolgten fünf Messungen auf jeweils einer Tangential- und einer Radialfläche der zehn geprüften Proben (l/r/t: 300 × 20 × 20 mm3) jeder Holzart und Behandlungsintensität. Die Berechnung der Brinellhärte HB [N/mm2] erfolgte mit Gl. (5). HB =

F π ⋅h ⋅D

(5)

mit: D Kugeldurchmesser [mm] h maximale Eindringtiefe der Kugel [mm] F Prüfkraft [N]. Biegefestigkeit Die Biegefestigkeit wurde mittels Dreipunktbiegung nach DIN 52186 mit einer Universalprüfmaschine der Firma

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M. Wetzig/T. Sieverts/H. Bergemann/P. Niemz · Mechanische und physikalische Eigenschaften von mit dem Vakuumpress-Trocknungsverfahren thermisch behandeltem Holz

Bruchschlagarbeit Die Prüfung erfolgte mit einem Pendelschlagwerk (Mohr & Federhaff AG) mit einer Schlagkraft von 98,1 J nach DIN 52189. 65 Proben jeder Behandlung und Holzart wurden geprüft.

Wärmeleitfähigkeitsmessgerät λ-Meter EP-500 (LambdaMesstechnik GmbH Dresden) bestimmt. Die Prüfkörper wurden jeweils bei drei mittleren Messtemperaturen (10, 20, 30 °C) und einer Temperaturdifferenz zwischen den Messplatten von 10 K gemessen. Der Anpressdruck betrug 2500 N/mm2. Zur Charakterisierung der Wärmeleitfähigkeit wird der λ10-Wert angegeben. Dieser wird mittels Regressionsgleichung aus den erhaltenen Daten errechnet.

Schraubenauszugwiderstand Zur Bestimmung des Schraubenauszugwiderstandes nach DIN EN 1382 wurden je zu untersuchender Holzart und Vergütungsstufe 30 Prüfkörper (l/r/t: 75 × 25 × 75 mm3) angefertigt. Der Schraubenauszug wurde mit Schrauben (5 × 80; Firma SPAX®) in radialer Richtung mit einer Universalprüfmaschine der Firma Zwick (100 kN) geprüft. Die Prüfkörper wurden auf 3 mm vorgebohrt. Mit Gl. (6) wurde der Ausziehparameter f [N/mm2] errechnet.

Zugscherfestigkeit von Holzverklebungen Zur Prüfung der Verklebungsgüte wurden Zugscherproben nach DIN EN 302-1 gefertigt. Auftragsmengen und Pressdrücke entsprachen den Herstellerangaben (Klebfugendicke 0,1 mm). Da thermisch behandeltes Holz einen niedrigeren pH-Wert und eine veränderte Feuchteaufnahme besitzt, wurde der Einfluss der Presszeit in 3 Stufen untersucht. Angaben zu den verwendeten Klebstoffen, Auftragsmengen, Presszeiten und Pressdrücken enthält Tabelle 1.

Zwick (100 kN) bestimmt. 60 Prüfkörper jeder Holzart und Behandlungsintensität wurden untersucht.

Fmax d ⋅ lp

(6)

mit: Fmax maximale Ausziehlast [N] d Durchmesser des glatten Schraubenschaftes [mm] Eindringtiefe der Schraube inklusive Spitze [mm]. lp Die Schrauben wurden vollständig durch die Prüfkörper hindurch geschraubt, so dass die Spitze auf der unteren Seite austrat. Die Dichte der Prüfkörper des Schraubenauszugwiderstandes wurde getrennt bestimmt. Dies erfolgte weil die Prüfkörper nicht aus den gleichen Brettern der Bruch- und Biegefestigkeitsbestimmungen geschnitten wurden, wodurch deren mittlere Dichte nicht auch jener der Schraubenauszugwiderstandsproben entsprechen musste. Sorption und Quellung Die Ermittlung der Sorptions- und Quellwerte erfolgte an 17 Proben (l/r/t: 10 × 20 × 20 mm3) jeder Holzart und Vergütungsstufe. Vor Beginn der Klimatisierung wurden die Proben darrgetrocknet. Bestimmt wurden die Dimensionen in radialer und tangentialer Richtung sowie die Massen bei 20 °C und 35 %, 50 %, 65 %, 80 % und 93 % relativer Luftfeuchte gemäß DIN 52184. Wärmeleitfähigkeit Die Wärmeleitfähigkeit wurde an jeweils einer Platte (l/r/t: 500 × 500 × 25 mm; Jahrringverlauf 60 bis 90°) jeder Holzart und Behandlungsstufe nach ISO 8302 im Einplatten-

4 Ergebnisse und Diskussion 4.1 Farbmessungen Die ermittelten Farbänderungen korrelierten mit der Behandlungsintensität. Mit ansteigender Behandlungstemperatur nahm der Gesamtfarbabstand ΔEab zu. Die Farbänderung war homogen über den gesamten Probenquerschnitt, was anhand der nahezu gleichen Gesamtfarbabstände der Radial- bzw. Tangentialflächen zu erkennen ist (Bild 1). Die Abbildung zeigt ebenfalls, dass Buche und Esche bei vergleichbaren Behandlungstemperaturen sehr ähnliche

Bild 1. Gesamtfarbabstand ΔEab des thermisch behandelten Holzes in Bezug auf unbehandeltes Referenzholz (Behandlungstemperatur: T1 < 200 °C, T2 > 200 °C); rad: radial, tang: tangential Fig. 1. Colour distance ΔEab of heat-treated wood samples compared to untreated wood (treatment temperature: T1 < 200 °C, T2 > 200 °C); rad: radial, tang: tangential

Tabelle 1. Pressparameter für die Herstellung der Zugscherproben nach DIN EN 302-1 Table 1. Press parameter for bonding the test samples to determine the bond strength in longitudinal tensile shear strength according to DIN EN 302-1 Klebstoff

Art

Auftrag

Pressdruck

Miracol 6400 Duo

2K-Weißleim (PVAc) (4D)

200 g/m2

Purbond HB 181

1K-PUR

Placol 4507 1

Presszeit1 100 %

200 %

300 %

0,8 N/mm2

200 g/m2

0,8 N/mm2

6,5 h

13 h

19,5 h

g/m2

N/mm2

16 h

24 h

200

0,8

100 % entsprechen der Mindestpresszeit nach Herstellerangaben

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Farbänderungen ergaben, während Pappel deutlich höhere Werte aufweist. Farbunterschiede an Buchenproben mit Farbkern konnten selbst nach intensiver thermischer Behandlung nicht egalisiert werden. Der Farbkern war nach der thermischen Modifizierung heller als das Holz ohne Farbkern. Andere Technologien zur thermischen Behandlung von Holz können bereits bei geringeren Temperaturen eine vollständige Egalisierung der Farbunterschiede zwischen Farbkern und umliegendem Holz erreichen. Grund dafür ist nicht zuletzt der größere Helligkeitsverlust des Holzes der anderen Verfahren (z. B. Behandlung im Autoklav). Das mittels Vacu3 vergütete Holz ist bei gleichen Temperaturen heller als das z. B. im Autoklav behandelte. Nach Angaben von Kollmann et al. [18] wird die Helligkeit des Holzes umso stärker reduziert, je feuchter es während der thermischen Behandlung ist. Entscheidend ist auch die Sauerstoffkonzentration. Die Auswertung der Farbe des mit Vacu3 vergüteten Holzes zeigte zudem, dass die Helligkeit mit einem Behandlungstemperaturanstieg von 20 K um 10 % sank.

4.2 Dichte der Biegefestigkeits- und Bruchschlagarbeitsproben Die ermittelten Werte lassen erkennen, dass der Einfluss einer thermischen Vergütung auf die Rohdichte stark von der Holzart abhängt. Die Untersuchung der Pappel ergibt um ca. 4 % gestiegene Werte des modifizierten Holzes gegenüber den Referenzproben. Die Dichte der Buche nimmt mit zunehmender Behandlungstemperatur um bis zu 8 % ab. Auch die Dichte der mit hoher Temperatur modifizierten Esche wird um rund 3 % reduziert. Die mild vergüteten Proben hingegen weisen dem Referenzholz gegenüber einen Dichteanstieg von 11 % auf (Bild 2). Ein Dichteanstieg thermisch vergüteten Holzes gegenüber Referenzholz wurde u. a. bereits von Bächle und Schmutz [2] ermittelt. Basis war eine milde Behandlung, wobei die Behandlungstemperatur den wesentlichen Einfluss auf die Intensität ausübte. Im Rahmen der vorliegenden Arbeit kann die Erhöhung der Dichte der mild vergüteten Eschenproben auf die niedrigen Prozesstemperaturen zurückgeführt werden, nicht aber die unveränderte Dichte der Pappelproben. Eine Verringerung der Dichte steht bei thermisch modifiziertem Holz in starker Verbindung mit dem Hemizelluloseabbau, welcher wiederum

Bild 2. Dichte ρ des unbehandelten Referenzholzes (R) und des thermisch behandelten Holzes (Behandlungstemperatur: T1 < 200 °C, T2 > 200 °C) Fig. 2. Density ρ of untreated (R) and heat-treated hardwood samples (treatment temperature: T1 < 200 °C, T2 > 200 °C)

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wesentlich mit für die Farbänderung verantwortlich ist. Ausgehend von dem großem Helligkeitsverlust der modifizierten Pappelproben (–40 %), war eine Dichtereduktion zu erwarten. Ebenfalls ausschlaggebend für reduzierte Dichtewerte thermisch behandelten Holzes ist nach Niemz [31] die verringerte Feuchtigkeitsaufnahme. Die Gegenüberstellung der Ausgleichsfeuchten des untersuchten, normalklimatisierten Holzes (Tabelle 3: 20/65) mit den ermittelten Dichten lässt erkennen, dass die Holzfeuchten im Gegensatz zu den Dichten mit steigender Behandlungstemperatur kontinuierlich sinken.

4.3 Brinellhärte Die tangentiale und radiale Brinellhärte der jeweiligen Behandlungsintensitäten unterscheiden sich bei Esche nahezu nicht. Bei Buche treten hingegen deutliche Unterschiede auf (Bild 3). Die radiale Brinellhärte der Buche steigt leicht mit steigender Behandlungsintensität, während die tangential ermittelten Werte nahezu unverändert bleiben. Die mittlere Härte der thermisch behandelten Eschenproben (radial und tangential) stieg (T1) verglichen mit den Werten des Referenzholzes, doch sank mit zunehmender Behandlungstemperatur (T2) wieder unter die Werte der unvergüteten Esche. Die Härte der modifizierten Pappel liegt radial wie tangential über den Werten der Referenzproben. Radial ist der Unterschied mit 48 % dabei signifikant höher als tangential mit nur 13 %. Werden die Werte der Brinellhärte im Zusammenhang mit der ermittelten Dichte (Bild 2) der Holzproben betrachtet ist zu erkennen, dass die Änderung der Härte von Esche und Pappel mit der Dichte korreliert. Buche weist gegenläufige Werte auf. Während die Dichte um 8 % sinkt, steigt die Härte in radialer Richtung um 7 %. Die tangential erfasste Brinellhärte ist mit –2 % nahezu gleich der des unbehandelten Buchenholzes. Aus Untersuchungen von Niemz [31] geht hervor, dass durch die im Zuge der thermischen Behandlung gleichzeitig stattfindende Reduktion der Gleichgewichtsfeuchte des Holzes, teilweise ein leichter Anstieg der Härte auftreten kann. Dies sei hauptsächlich bei einer milden Behandlung der Fall. Werden die Werte der Gleichgewichtsfeuchte zum Zeitpunkt der Härteprüfung betrachtet (Tabelle 3: 20/65),

Bild 3. Brinellhärte HB des unbehandelten Referenzholzes (R) und des thermisch behandelten Holzes (Behandlungstemperatur: T1 < 200 °C, T2 > 200 °C); rad: radial, tang: tangential Fig. 3. Brinell hardness HB of untreated (R) and heat-treated hardwood samples (treatment temperature: T1 < 200 °C, T2 > 200 °C); rad: radial, tang: tangential

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kann dieser Aspekt entsprechend aufgegriffen werden. Die Eschenproben der milden Behandlung weisen den Referenzproben gegenüber neben einer höheren Härte auch eine geringere Holzfeuchte auf. Eine alle Holzarten übergreifende Aussage zum Einfluss der Verfahrensparameter auf die Härte kann somit nicht getroffen werden. Offensichtlich sind Behandlungsintensität und strukturelle Variationen innerhalb einer Holzart von Bedeutung.

4.4 Biegefestigkeit Die Biegefestigkeit der Buche sinkt mit ansteigender Behandlungstemperatur. Die Werte der thermisch behandelten Esche ändern sich in Abhängigkeit der Behandlungsintensität (Bild 4). Während die Biegefestigkeit der mit geringerer Temperatur behandelten Proben um 33 % steigt, sinkt sie bei den mit hoher Temperatur vergüteten Prüfkörpern um 10 %. Die Biegefestigkeit der modifizierten Pappel steigt um 10 % gegenüber den Werten des Referenzholzes, vergleichsweise sinkt deren Bruchschlagarbeit (Bild 6) um 30 %. Bild 5 zeigt den Einfluss der Behandlungen auf die statischen und dynamischen E-Modulen. Der E-Modul der Buche wird nur geringfügig beeinträchtigt, ebenso wie der

Bild 6. Bruchschlagarbeit W des unbehandelten Referenzholzes (R) und des thermisch behandelten Holzes (Behandlungstemperatur: T1 < 200 °C, T2 > 200 °C) Fig. 6. Impact bending strength W of untreated (R) and heat-treated hardwood samples (treatment temperature: T1 < 200 °C, T2 > 200 °C)

der Pappel. Auch der Wert der mit hoher Temperatur vergüteten Esche bleibt nahezu unverändert, während der der mild behandelten Esche anstieg. Werden beide E-Modulen miteinander verglichen, so ergeben sich für den statischen durchschnittlich 25 % geringere Werte, doch spiegeln beide E-Modulen den gleichen Trend wieder (Bild 5). Der Unterschied beider E-Modulen zueinander kann auf die angewandte Messmethodik zurückgeführt werden (dynamische Beanspruchung bei Durchschallung). Der Effekt der höheren Kennwerte der dynamischen Methoden ist hinreichend bekannt.

4.5 Bruchschlagarbeit

Bild 4. Biegefestigkeit σ des unbehandelten Referenzholzes (R) und des thermisch behandelten Holzes (Behandlungstemperatur: T1 < 200 °C, T2 > 200 °C) Fig. 4. Bending strength σ of untreated (R) and heat-treated hardwood samples (treatment temperature: T1 < 200 °C, T2 > 200 °C)

Bild 5. Elastizitätsmodulen des unbehandelten Referenzholzes (R) und des thermisch behandelten Holzes (Behandlungstemperatur: T1 < 200 °C, T2 > 200 °C); links statisches Elastizitätsmodul, rechts dynamisches Elastizitätsmodul Fig. 5. Modulus of elasticity of untreated (R) and heat-treated hardwood samples (treatment temperature: T1 < 200 °C, T2 > 200 °C); left static Modulus of Elasticity, right dynamic modulus of elasticity

Die thermisch vergüteten Proben der Buche zeigen eine Reduzierung der Bruchschlagarbeit um 40 % (T1) bzw. 59 % (T2) und die der Pappel um 30 % gegenüber den Referenzproben. Auch die Bruchschlagarbeit der bei hoher Temperatur behandelten Esche sinkt um 40 %, während für die gering temperierten Proben durchschnittlich um 10 % gestiegene Bruchschlagarbeiten ermittelt werden konnten (Bild 6). Das deckt sich mit Ergebnissen von Niemz [31]. Der Wertebereich der erfassten Bruchschlagarbeiten jeder Behandlungsintensität ist sehr hoch, so dass die dargestellten Änderungen bezüglich des Referenzholzes statistisch keine gesicherten Aussagen zulassen, sondern eine tendenzielle Entwicklung wiedergeben. Die Aussage von Niemz [31], dass die Bruchschlagarbeit infolge einer thermischen Behandlung sinkt, kann anhand der aktuellen Ergebnisse dennoch bestätigt werden. Einzige Ausnahme bildet die mild behandelte Esche. Ein Grund für die Steigerung der Bruchschlagarbeit dieser Proben liegt in der hohen Dichte. Der Einfluss struktureller Änderungen sollte in weiterführenden Untersuchungen näher analysiert werden.

4.6 Schraubenauszugwiderstand Wie in Bild 7 erkannt werden kann, verringert sich der Schraubenauszugwiderstand des thermisch vergüteten Holzes verglichen mit jenem des Referenzholzes. Der Schraubenausziehparameter als Wert des Widerstandes des Prüfkörpers gegen in Achsrichtung der Ver-

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den. Offensichtlich sind im Zuge der thermischen Vergütung strukturelle Änderungen aufgetreten, die den Schraubenauszugwiderstand beeinträchtigen. Dies zeigt sich auch in der mit einer thermischen Behandlung einhergehenden Versprödung des Holzes. Besonders deutlich wird dies bei den mit hoher Temperatur thermisch vergüteten Prüfkörpern der Esche, die bei der Versuchsdurchführung häufig zerbrachen.

4.7 Sorption und Quellung Generell wird die Gleichgewichtsfeuchte durch die Wärmebehandlung deutlich reduziert (Tabelle 3). Die Ausgleichsfeuchte der unbehandelten Esche ist stets leicht höher als die der unbehandelten Buche. Die Ergebnisse der thermisch modifizierten Proben beider Holzarten zeigen umgekehrte Resultate. Mit steigender relativer Luftfeuchte steigen die Unterschiede zwischen den thermisch behandelten Eschen- und Buchenproben an (Tabelle 3). Die unbehandelten sowie thermisch behandelten Pappelproben besitzen, verglichen mit den beiden anderen Holzarten, stets die geringsten Ausgleichsfeuchten in den geprüften Klimata. Das Vacu3-Verfahren beeinflusst die Gleichgewichtsfeuchte der Hölzer ebenso stark wie andere thermische Modifizierungstechnologien. Auf Grund des reduzierten Sorptionsvermögens verringert sich auch das Quellvermögen der thermisch behandelten Proben. Der Vergleich der radialen und tangentialen Quellwerte des Buchen- und Eschenholzes bei 20 °C und 65 % relativer Luftfeuchte lässt erkennen, dass die

Bild 7. Schraubenausziehparameter des unbehandelten Referenzholzes (R) und des thermisch behandelten Holzes (Behandlungstemperatur: T1 < 200 °C, T2 > 200 °C) Fig. 7. Withdrawal capacity of screws of untreated (R) and heat-treated hardwood samples (treatment temperature: T1 < 200 °C, T2 > 200 °C)

bindungsmittel wirkende Zugkräfte verringert sich bei der behandelten Buche stärker als bei der modifizierten Esche. Die geringste Abnahme des Schraubenausziehparameters weisen die Pappelproben auf. Ein Vergleich des Ausziehparameters mit der für diese Prüfkörper bestimmten Dichte (siehe Tabelle 2) verdeutlicht, dass die Buchen- und Eschenproben mit zunehmender Behandlungsintensität sinkende Dichten vorweisen, während die Dichte der Pappelproben um ca. 3 % gering stieg. Auf Grund der gegenläufigen Tendenzen beider Kennwerte kann die reine Abhängigkeit des Schraubenausziehparameters von der Dichte des Holzes ausgeschlossen wer-

Tabelle 2. Mittlere Dichte der Prüfkörper des Schraubenauszugwiderstandes und prozentuale Änderung der Dichte der thermisch modifizierten Proben (Behandlungstemperatur: T1 < 200 °C, T2 > 200 °C) in Bezug zum Referenzholz (R) Table 2. Density of the test specimens of withdrawal capacity of screws and the percentage change of the density of heattreated hardwood samples (treatment temperature: T1 < 200 °C, T2 > 200 °C) against the untreated wood samples (R) Dichte ρ [kg/m3]

Buche

Esche

Pappel

710

690

620

660

610

600

350

360

–2,82

–12,68

–7,58

–9,09

Δρ [%]

2,86

Tabelle 3. Holzfeuchte des unbehandelten Referenzholzes (R) und des thermisch behandelten Holzes (Behandlungstemperaturen T1 < 200 °C, T2 > 200 °C); Mittelwert ± Standardabweichung Table 3. Equilibrium moisture contents of untreated (R) and heat-treated hardwood samples (treatment at T1 < 200 °C, T2 > 200 °C); samples mean values ± standard deviations Probe

Gleichgewichtsfeuchte [%] bei °C/% rel. LF 20/35

20/50

20/65

20/80

20/93

4,93 ± 0,11

6,75 ± 0,11

9,41 ± 0,12

13,05 ± 0,17

18,70 ± 0,34

4,02 ± 0,12

5,16 ± 0,11

7,16 ± 0,15

10,56 ± 0,18

15,84 ± 0,23

3,46 ± 0,19

4,22 ± 0,20

5,72 ± 0,25

8,53 ± 0,33

13,16 ± 0,48

5,09 ± 0,18

6,87 ± 0,22

9,53 ± 0,28

13,24 ± 0,35

18,93 ± 0,62

3,73 ± 0,35

4,78 ± 0,47

6,51 ± 0,69

9,54 ± 1,04

14,70 ± 1,53

3,29 ± 0,27

4,01 ± 0,35

5,33 ± 0,50

7,82 ± 0,82

12,06 ± 1,32

4,67 ± 0,11

6,55 ± 0,12

8,72 ± 0,13

12,28 ± 0,15

16,69 ± 0,26

2,66 ± 0,17

3,70 ± 0,21

4,92 ± 0,28

7,32 ± 0,47

10,59 ± 0,69

Buche

Esche

Pappel

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Werte den Trend der Ausgleichsfeuchte wiederspiegeln. So weist die Esche sowohl höhere Verluste der Gleichgewichtsfeuchte als auch geringere Quellwerte (radial und tangential) auf als dies bei Buche der Fall ist. Die Abnahme der Ausgleichsfeuchte der untersuchten Pappel ist höher als die der Buche, doch geringer als die der Esche (Tabelle 4 und Tabelle 5). Nach Kollmann et al. [18] korreliert die durch eine thermische Behandlung verursachte Farbänderung mit der Änderung der Quellwerte. Dies kann auch mit den in dieser Arbeit ermittelten Werten bestätigt werden. Die intensiver behandelten Proben weisen sowohl den höchsten Helligkeitsverlust als auch die geringsten Quellwerte auf. Begründet werden kann dieser Zusammenhang mit dem Abbau der Hemizellulose. Zum einen wird das Holz durch den Abbau der Hemizellulose dunkler ([18], [5]) und zum anderen ist sie der wesentliche Bestandteil der Holzstruktur, welcher für den Sorptionsprozess verantwortlich ist [27].

4.8 Wärmeleitfähigkeit Abhängig von der Holzart ist die Wärmeleitfähigkeit der thermisch behandelten Proben um bis zu 17 % geringer als die des unbehandelten Referenzholzes. Die Wärmeleitfähigkeit der Esche verringert sich durch die Behandlung bei beiden Prozesstemperaturen etwas stärker als die der Buche (Bild 8). Mit 2 % ist die Reduzierung der Wärmeleitfähigkeit der Pappel deutlich unter den ermittelten Werten der Buche mit 14 % oder Esche mit 17 %. Die in den Untersuchungen ermittelten Wärmeleitfähigkeiten des unbehandelten Holzes sind im Vergleich zu Literaturwerten eher niedrig, liegen jedoch im Bereich der errechneten Korrelation Dichte-Wärmeleitfähigkeit von Niemz [22]. Etwas geringer, aber dennoch entlang der Korrelationsgeraden sind die Wärmeleitfähigkeitswerte der thermisch behandelten Proben. Nach Niemz [22] besitzt die Holzfeuchte einen die Dichte überlagernden Einfluss. Diese Aussage wird

Tabelle 4. Tangentiale Quellung des unbehandelten Referenzholzes (R) und des thermisch behandelten Holzes (Behandlungstemperaturen T1 < 200 °C, T2 > 200 °C); Mittelwert ± Standardabweichung Table 4. Tangential swelling of untreated (R) and heat-treated hardwood samples (treatment at T1 < 200 °C, T2 > 200 °C); samples mean values ± standard deviations Probe

Quellmaß tangential [%] bei °C/% relativer Luftfeuchte 20/35

20/50

20/65

20/80

20/93

1,52 ± 0,12

2,43 ± 0,20

3,70 ± 0,25

5,57 ± 0,37

8,75 ± 0,72

1,12 ± 0,08

1,65 ± 0,10

2,55 ± 0,16

4,20 ± 0,24

6,88 ± 0,39

0,84 ± 0,09

1,20 ± 0,08

1,81 ± 0,11

3,12 ± 0,16

5,37 ± 0,28

1,20 ± 0,27

1,84 ± 0,37

2,81 ± 0,48

4,22 ± 0,68

6,48 ± 1,10

0,86 ± 0,13

1,29 ± 0,19

1,92 ± 0,31

3,16 ± 0,52

5,35 ± 0,86

0,57 ± 0,11

0,83 ± 0,15

1,20 ± 0,22

2,00 ± 0,35

3,46 ± 0,61

0,98 ± 0,09

1,50 ± 0,16

2,01 ± 0,19

2,89 ± 0,24

4,22 ± 0,30

0,56 ± 0,12

0,85 ± 0,15

1,14 ± 0,19

1,75 ± 0,28

2,81 ± 0,38

Buche

Esche

Pappel

Tabelle 5. Radiale Quellung des unbehandelten Referenzholzes (R) und des thermisch behandelten Holzes (Behandlungstemperaturen T1 < 200 °C, T2 > 200 °C); Mittelwert ± Standardabweichung Table 5. Radial swelling of untreated (R) and heat-treated hardwood samples (treatment at T1 < 200 °C, T2 > 200 °C); samples mean values ± standard deviations Probe

Quellmaß radial [%] bei °C/% relativer Luftfeuchte 20/35

20/50

20/65

20/80

20/93

0,95 ± 0,12

1,45 ± 0,14

2,07 ± 0,21

2,98 ± 0,31

4,38 ± 0,49

0,72 ± 0,08

1,01 ± 0,09

1,49 ± 0,12

2,26 ± 0,19

3,52 ± 0,29

0,59 ± 0,10

0,80 ± 0,09

1,12 ± 0,15

1,77 ± 0,22

2,79 ± 0,36

0,72 ± 0,15

1,07 ± 0,21

1,51 ± 0,30

2,17 ± 0,42

3,15 ± 0,57

0,55 ± 0,13

0,80 ± 0,20

1,10 ± 0,20

1,73 ± 0,35

2,76 ± 0,51

0,44 ± 0,06

0,59 ± 0,08

0,76 ± 0,11

1,15 ± 0,17

1,80 ± 0,30

0,57 ± 0,20

0,80 ± 0,18

1,03 ± 0,18

1,34 ± 0,23

1,90 ± 0,25

0,34 ± 0,09

0,46 ± 0,10

0,57 ± 0,13

0,70 ± 0,15

1,07 ± 0,19

Buche

Esche

Pappel

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Bild 8. Wärmeleitfähigkeit des unbehandelten Referenzholzes (R) und des thermisch behandelten Holzes (Behandlungstemperatur: T1 < 200 °C, T2 > 200 °C) Fig. 8. Thermal conductivity of untreated (R) and heat-treated hardwood samples (treatment temperature: T1 < 200 °C, T2 > 200 °C)

auch durch Untersuchungen von Kanter [17] in Steinhagen [32] gestützt. Sie ermittelten bei steigender Temperatur zunehmende Wärmeleitfähigkeiten, die umso ausgeprägter waren, desto feuchter das Material gewesen ist. Die Aussage von Niemz [22] kann für den Vergleich der ermittelten Dichten und Feuchten mit den Wärmeleitfähigkeiten insofern aufgegriffen werden, als dass die Wärmeleitfähigkeit wie auch die Holzfeuchtigkeit mit zunehmender Behandlungstemperatur sinken, während die Dichte gleichzeitig zum Teil steigt. Auf Grund dieser Beobachtungen ist davon auszugehen, dass die Wärmeleitfähigkeit auch bei dem im Rahmen dieses Projektes untersuchten thermisch behandelten Holzes stärker von der Ausgleichsfeuchte als von der Materialrohdichte abhängig ist.

4.9 Prüfung der Zugscherfestigkeit (Verklebungsgüte) Mit Ausnahme der Prüfkörper der thermisch vergüteten Buche, verklebt mit Placol 4507 und Miracol 6400 Duo bei 300 % Presszeit und der mit Miracol 6400 Duo mit 200 % Presszeit verklebten modifizierten Pappel, liegen die Zugscherfestigkeiten aller thermisch behandelten Proben unter denen der Referenzproben. Ein sehr deutlicher Unterschied bestand zwischen den vergüteten Eschenproben und den zugehörigen Referenzproben (Bilder 9, 10 und 11). Dabei ist zu berücksichtigen, dass auch die Zugscherfestigkeit des Holzes durch die Wärmebehandlung reduziert wird. Aus Bild 9 geht des Weiteren hervor, dass die Zugscherfestigkeit der behandelten Pappel mit Anstieg der Presszeit reduziert wird, während sie bei der Esche nahezu unverändert bleibt und bei der Buche sogar zunimmt. Auch bei den beiden anderen Klebstoffen ist die Zugscherfestigkeit der thermisch modifizierten Pappel bei 300 % Presszeit am geringsten, zwischen 100 und 200 % besteht nahezu kein Unterschied. Die thermisch modifizierten Buchen- und Eschenproben dieser Klebstoffe zeigen keinen Einfluss der Presszeit auf die Absolutwerte der Zugscherfestigkeit. Gewisse Veränderungen zeigten sich im Bruchbild. Bei der Betrachtung des Holzbruchanteils auf der Prüffläche ist zu erkennen, dass keine wesentlichen Unterschiede zwischen den genutzten Klebstoffsystemen bestehen. Bei den Klebstoffen Placol 4507 und Miracol 6400 Duo weisen die thermisch behandelten Proben tendenziell einen

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Bild 9. Zugscherfestigkeit der mit Placol 4507 verklebten Proben des unbehandelten Referenzholzes (R) und der thermisch behandelten Proben (Behandlungstemperatur: T2 > 200 °C) Fig. 9. Tensile shear strengths of samples bonded with Placol 4507 of untreated (R) and heat-treated hardwood samples (treatment temperature: T1 < 200 °C, T2 > 200 °C)

Bild 10. Zugscherfestigkeit der mit HB 181 verklebten Proben des unbehandelten Referenzholzes (R) und der thermisch behandelten Proben (Behandlungstemperatur: T2 > 200 °C) Fig. 10. Tensile shear strengths of samples bonded with HB 181 of untreated (R) and heat-treated hardwood samples (treatment temperature: T1 < 200 °C, T2 > 200 °C)

Bild 11. Zugscherfestigkeit der mit Miracol 6400 Duo verklebten Proben des unbehandelten Referenzholzes (R) und der thermisch behandelten Proben (Behandlungstemperatur: T2 > 200 °C) Fig. 11. Tensile shear strengths of samples bonded with Miracol 6400 Duo of untreated (R) and heat-treated hardwood samples (treatment temperature: T1 < 200 °C, T2 > 200 °C)

geringeren Holzbruch auf als die Referenzproben. Mit Verlängerung der Presszeit nimmt dieser zu. Die Verklebung mit HB 181 erzielt beim thermisch behandelten Buchenund Eschenholz im Durchschnitt höhere Holzbruchanteile als bei den Referenzproben. Hier dürfte die geringere Scher-

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festigkeit des Holzes selbst von Einfluss sein. Im Fall der Pappel war dieser Unterschied nicht zu erkennen. Dass zwischen dem geschätzten prozentualen Holzbruch und der Zugscherfestigkeit kein eindeutiger Zusammenhang besteht, erkannten bereits Clauß et al. [9] und Brandmair et al. [6]. So ist ein geringer Holzbruchanteil nicht zwingend ein Indiz für eine ebenfalls geringe Zugscherfestigkeit [6] und ein großer Holzbruchanteil spiegelt nicht zwangsläufig hohe Zugscherfestigkeiten wider. So ist bei der unbehandelten Buche mit leicht steigendem Holzbruchanteil eine leicht sinkende Zugscherfestigkeit zu erkennen, während die thermisch modifizierte Buche mit wachsendem Holzbruch auch deutlich höhere Zugscherfestigkeit erzielt. Aufgrund des geringen Probenumfanges kann in den Ergebnissen (Tabelle 6) nur ein Trend erkannt werden, zur Klärung der Zusammenhänge besteht weiterer Forschungsbedarf.

5 Zusammenfassung Die Auswertung der Untersuchungsergebnisse lies Zusammenhänge zwischen den angewandten Behandlungsintensitäten und den Eigenschaften des modifizierten Holzes erkennen. Generell sanken die mechanischen Eigenschaften infolge der thermischen Behandlung, doch konnten unter milden Behandlungsbedingungen auch leicht gestiegene Werte erfasst werden. Im Vergleich zu anderen Vergütungstechnologien erzielte das Vacu3-Verfahren bei vergleichbaren Behandlungstemperaturen eine geringere Farbänderung (Helligkeitsverlust). Die Farbunterschiede zwischen Buchenholz mit Farbkern und jenem ohne, konnten selbst durch eine Behandlung mit hohen Temperaturen nicht vollständig egalisiert werden. In Abhängigkeit von der Holzart, sanken die Quellwerte des thermisch vergüteten Holzes um bis zu 60 %, verglichen mit den Referenzproben. Dies entspricht Werten anderer Modifizierungsverfahren. Während die Brinellhärte, Biegefestigkeit und Bruchschlagarbeit der meisten Proben infolge der Vergütung sanken, stiegen diese Kennwerte bei der mild behandelten Esche leicht an. Der Schraubenauszugwiderstand wie auch die Wärmeleitfähigkeit sanken unabhängig der untersuchten Holzart mit steigender Behandlungstemperatur zunehmend. Die Zugscherfestigkeiten des thermisch modifizierten Holzes waren ge-

ringer als die der Referenzproben. Gleiches gilt für den Holzbruchanteil. Mit der Erhöhung der Mindestpresszeiten konnte der Holzbruchanteil zum Teil leicht gesteigert werden, doch war der Einfluss eher gering. Die Untersuchungen haben gezeigt, dass die Änderung der mechanischen wie auch physikalischen Eigenschaften thermisch behandelten Holzes sowohl von der Behandlungsintensität als auch der modifizierten Holzart selbst abhängen. Anhand der gewonnenen Erkenntnisse kann die Anlage des Vacu3-Verfahrens weiter optimiert und Behandlungsparameter gezielt gesteuert werden.

Danksagung Die Autoren möchten sich bei der timura Holzmanufaktur GmbH, Rottleberode für die Initiierung und Finanzierung des Projektes und die gute Zusammenarbeit bedanken. Literatur [1] Arnold, M.: Effect of moisture on the bending properties of thermally modified beech and spruce. Journal of Materials Science, 45 (2009), pp. 669–680. DOI: 10.1007/s10853-0093984-8 [2] Bächle, F., Schmutz, A.: Industrielle Untersuchungen zur Optimierung der Eigenschaften von thermisch modifiziertem Holz, insbesondere Laubholz. Forschungsbericht der ETH Zürich (Institut für Baustoffe, Holzphysik) für den Fonds zur Förderung der Wald- und Holzwirtschaft Schweiz, Projektnr. 2005.07, 2006. [3] Bächle, H., Zimmer, B., Windeisen, E., Wegener, G.: Evaluation of thermally modified beech and spruce wood and their properties by FT-NIR spectroscopy. Wood Science and Technology 44 (2010), pp. 421–433. DOI: 10.1007/s00226010-0361-3 [4] Bekhta, P., Niemz, P.: Effect of high temperature on the change in colour, dimensional stability and mechanical properties of spruce wood. Holzforschung 57 (2003), H. 5, S. 539–546. [5] Bourgois, P. J., Janin, G., Guyonnet, R.: La mesure de couleur. Une methode d’etude et d’optimisation des transformations chimques du bois thermolyse. Holzforschung 45 (1991), H. 5, S. 377–382. [6] Brandmair, A., Wetzig, M., Aigner, N., Haß, P., Clauß, S., Niemz, P.: Verfahrenstechnische Optimierung von PUR ba-

Tabelle 6. Mittlerer Holzbruchanteil [%] der Zugscherproben des unbehandelten Referenzholzes (R) und der thermisch behandelten Proben (Behandlungstemperatur: T1 < 200 °C, T2 > 200 °C), angegeben nach Klebstoff und % der Mindestpresszeit nach Herstellerangaben Table 6. Wood failure [%] of tensile shear strength samples of untreated (R) and heat-treated hardwood samples (treatment temperature: T1 < 200 °C, T2 > 200 °C), specified on adhesive and % of the minimum moulding time given by manufacturers’ instructionsg

Buche R T2 Esche R T2 Pappel R T2

100 %

Placol 4507 200 %

100 %

HB 181 200 %

300 %

98 95

91 56 100 77

Miracol 6400 Duo 100 % 200 % 300 %

300 %

100 96

93 100

97 99

99 100

93 100

98 100

59 96

89 52

93 96

77 96

87 99

97 99

98 73

95 76

95 86

94 83

100 96

99 100

100 96

95 99

100 89

99 98

100 100

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Autoren dieses Beitrages: Dipl.-Ing. (BA) Melanie Wetzig, Prof. Dr.-Ing. habil. Dr. h.c. Peter Niemz Beide: ETH Zürich, Institut für Baustoffe, Arbeitsgruppe Holzphysik, Schafmattstr. 6, CH – 8093 Zürich Tom Sieverts, Holger Bergemann Beide: timura Holzmanufaktur GmbH, Am Alten Stolberg 4, D – 06548 Südharz OT Rottleberode

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Fachthemen Ursula Eicker Felix Thumm

DOI: 10.1002/bapi.201200003

Energieeffizienz und Wirtschaftlichkeit oberflächennaher Geothermie für das Heizen und Kühlen von Nichtwohngebäuden In der Untersuchung wird die Effizienz oberflächennaher Geothermie Anlagen anhand von fünf Bauprojekten analysiert. Die Messergebnisse werden mit Auslegungsdaten der VDI 4640 verglichen, um die verwendeten Dimensionierungsrichtlinien zu überprüfen. Die messtechnischen Auswertungen der Beispielanlagen zeigen, dass die spezifischen Leistungen der Richtlinie nicht erreicht werden und die jährliche Heiz- und Kühlenergie pro Meter Sonde relativ niedrig ist. Um einen wirtschaftlichen Kälte- bzw. Wärmepreis zu erreichen, spielt die exakte Dimensionierung eine große Rolle. Wie in den Wirtschaftlichkeitsuntersuchungen gezeigt wird, sind aufgrund der geringen spezifischen Leistungen nur die Anlagen rentabel, die sehr geringe Investitionskosten haben. Eine Laufzeiterhöhung mit möglichst hohen spezifischen Leistungen ist daher von großer Bedeutung, um die oberflächennahen Geothermie möglichst ökologisch und ökonomisch sinnvoll zu nutzen. Energy efficiency and cost effectiveness of low depth geothermal heating and cooling for non-residential buildings. In the study the performance of low depth geothermal heat exchangers is analyzed for five building projects. The measurement results are compared with the German standard of the VDI 4640. The analysis shows that the specific power given in the standard is not achieved and the annual heating and cooling energy per meter borehole is quite low. In order to achieve an economic cooling or heating price, the exact dimensioning of the geothermal heat exchanger is a major criterion. As it is shown in the economic studies, only the systems with a very low invest are profitable. An increase of operating hours with a preferably high specific power is vitally important for a viable use of low depth geothermal energy in an ecological and economical way.

1 Einführung Die Nutzung oberflächennaher Geothermie ist gut geeignet für direkte oder indirekte Heiz- und Kühlanwendungen in Gebäuden. Die Erdreichtemperatur entspricht ab einer Tiefe von 15 m ganzjährig der mittleren jährlichen Außenlufttemperatur und erhöht sich um etwa 3 K je 100 m. So liegt die Erdreichtemperatur im Winter oberhalb der Außenlufttemperatur und kann als Wärmequelle für Heizzwecke genutzt werden. Im Sommer ist die Erdreichtemperatur meist unterhalb der Außenlufttemperatur, wodurch das Erdreich als Wärmesenke für Kühlzwecke eingesetzt werden kann. Nutzungsmöglichkeiten der geothermischen Energie sind Gebäudeheizung und -kühlung, Warmwasserberei-

tung, Thermalbäder/Balneologie, Stromerzeugung, landwirtschaftliche Anwendungen (Gewächshäuser, Pilzzucht, Tierzucht, Trocknung etc.) sowie Rückkühlung von Kältemaschinen beispielsweise in der Nahrungsmittelindustrie. Die Nahrungsmittelindustrie benötigt bezogen auf den Primärenergiebedarf ca. 70 % der deutschen Kälteerzeugung, gefolgt von der Gebäudeklimatisierung mit 15 % und der Industrie mit 9 %. Die Anwendungen von Erdwärmesonden im Gebäudebereich sind vielfältig und unterscheiden sich durch die Art der Nutzung der Wärmequelle/-senke, des Trägermediums im Gebäude und der genutzten Endenergie. Eine Kombination aus geothermischer Wärmequelle/ -senke und reversibler Wärmepumpe ermöglicht die nachhaltige Nutzung von geothermischen Anlagen als Niedertemperaturwärmequelle/-senke für Heiz- und/oder Kühlzwecke. Durch eine ganzjährige Nutzung der Erdsonden für Heiz- und Kühlzwecke lässt sich die Auskühlung des Erdreichs reduzieren und somit die Jahresarbeitszahl der Wärmepumpen steigern. Angesichts einer stetigen Zunahme der erneuerbaren Energien bei der Stromerzeugung, bieten Wärmepumpen mit geothermischer Wärmeversorgung eine zukunftsweisende Technologie zur Gebäudeklimatisierung. Im Rahmen einer Studie des Fraunhofer ISE wurde die Effizienz von unterschiedlichen Wärmepumpensystemen (Sole/Wasser, Luft/Wasser und Wasser/Wasser) an zahlreichen Anlagen im realen Praxisbetrieb über ein detailliertes Monitoring untersucht und ausgewertet. Für die hier betrachteten Sole/Wasser Wärmepumpen ergaben sich mittlere Jahresarbeitszahlen, die sich zwischen 3,2 und 3,3 bewegen, wohingegen Luft-/Wasser lediglich mittlere Jahresarbeitszahlen von 2,5 bis 2,6 erreichen [1]. Darüber hinaus lassen sich Erdwärmesonden auch als sommerliche Wärmesenken von Kompressionskälteanlagen oder thermisch angetriebenen Absorptionskälteanlagen nutzen, wodurch die Energieeffizienz der Kältemaschine gesteigert wird und der Einsatz hygienisch problematischer offener Rückkühlsysteme vermieden wird [2]. Die Erfahrungen mit geothermischer Rückkühlung von Kältemaschinen sind jedoch bisher noch recht gering, obwohl weltweit über 500.000 Erdwärmepumpen installiert sind [3]. Die direkte Nutzung der Geothermie für Heiz- oder Kühlzwecke ist jedoch die effizienteste Variante, da für solch ein System lediglich die Hilfsenergie (für Pumpen und Ventilatoren) elektrisch aufgewendet werden muss.

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Auch die Konditionierung von Frischluft durch oberflächennahe Geothermie ist gut möglich. Selbst in warmen Regionen liegt die jährliche Erdmitteltemperatur unterhalb den Spitzen-Außenlufttemperaturen, so dass ein Vorkühlen der Zuluft möglich ist [4]. Wasser bzw. Sole gefüllte Erdwärmetauscher werden entweder horizontal in ca. 2 m Tiefe als Erdkollektoren oder als vertikale Erdsonden installiert. Vertikale Erdwärmetauscher bestehen aus ein oder zwei Polyethylen U-Rohren mit einem Sondendurchmesser von 75 bis 150 mm. Sie sind in der Regel parallel miteinander verschaltet, um den Druckabfall zu reduzieren. In Europa sind weitestgehend Doppel-U-Rohre verbreitet, während sich in den USA Einzelrohre durchgesetzt haben. Doppel-U-Rohre reduzieren jedoch den thermischen Bohrlochwiderstand um 30 bis 90 % [5]. Detaillierte Messergebnisse von mittleren und maximalen Heiz -und Kühlleistungen der Erdwärmetauscher sind selten. Oft arbeiten Hersteller mit Mittelwerten wie die des deutschen Standards VDI 4640. Bei oberflächennahen horizontalen Erdwärmetauschern wird die Erdtemperatur durch Oberflächeneinflüsse beeinflusst. In größeren Tiefen kann der Boden über den Winter stark abgekühlt werden, wenn beispielsweise über eine Wärmepumpe dem Erdreich Wärme entzogen wird. Laut [6] reduziert ein unausgewogener Erdwärmeentzug durch einen Wärmepumpenbetrieb das Temperaturniveau um 6 K. Wird unausgewogen nur Abwärme einer Kältemaschine in das Erdreich abgegeben, so erreicht der Erdboden nach 13 Jahren eine Temperatur von 35 °C. Lediglich bei ausgeglichenem Wärmeentzug und Wärmebeladung des Bodens bleibt die Erdtemperatur über 30 Jahre konstant. Anhand von Messergebnissen aus fünf Gebäudeprojekten mit oberflächennaher Geothermie werden das tatsächliche Leistungsvermögen unterschiedlicher Erdwärmetauscher-Systeme dargestellt und Optimierungsmaßnahmen diskutiert.

2 Messtechnische Untersuchungen an oberflächennahen Geothermie Anlagen 2.1 Vertikalsonden für direkte Kühlung und Heizung Fünf vertikale Erdsonden von jeweils 80 m Länge versorgen die Lüftungsanlage eines Seminarraums (178 m2 Nutzfläche, maximaler Volumenstrom 5100 m3/h) mit Wärme und Kälte in einem Bürobau in Freiburg (SIC Freiburg). Die Anlage läuft nur während des Seminarbetriebs. Zusätzlich wird im Sommer zu Kühlzwecken die Betonkernaktivierung der Lobby betrieben. Diese Kombination erhöht die Betriebsstunden und Wirtschaftlichkeit der Anlage. Im Jahr 2005 wurden lediglich 233 Stunden Zuluftkühlung gemessen, während die Betonkernaktivierung 2289 Stunden und die Luft-Vorkonditionierung im Winter 856 Stunden in Betrieb war. Die durchschnittlich gemessene Erdreichtemperatur liegt während des Sommers bei etwa 16 °C. Unmittelbar nach dem Einschalten der Solepumpe beginnt die Soletemperatur stetig zu steigen und nimmt tagsüber um 3 K zu. Das Erdreich regeneriert sich nachts beim Stillstand der Solepumpe. Innerhalb einer Woche Wärmeabfuhr ins

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Bild 1. Systemschema der Nutzung der Geothermie am SIC Gebäude in Freiburg Fig. 1. System schematics of the geothermal energy use for ventilation and concrete core cooling in the Freiburg SIC building

Erdreich ist jedoch ein Temperaturanstieg von 15 auf 17 °C zu beobachten. Die Zulufttemperatur kann dabei von fast 35 °C auf 18 bis 22 °C abgesenkt werden. Durch den geringen Druckverlust am Wärmetauscher und den niedrigen Energieverbrauch der Solepumpe von 170 W ist die mittlere Arbeitszahl mit 21,8 für Kühlen und 18,8 für Heizen hervorragend. Bei Betrieb der Lüftungsanlage ist die abgeführte thermische Leistung durch den Erdwärmetauscher mit einem Maximum von 24 W/m eher gering. Wenn die Betonkernaktivierung als Verteilsystem der Kühlung genutzt wird, fällt die abgeführte thermische Leistung des Erdwärmetauschers auf 5 bis 10 W/m. Zwei Faktoren beeinflussen die reduzierte Leistung: Die Temperaturdifferenz zwischen der Fußbodenkühlung (18 bis 22 °C) und dem Erdreich ist geringer als die zwischen Lüftungsanlage und Erdreich bei Außenlufttemperaturen bis 35 °C. Ferner ist die Wärmeübertragungsfläche zwischen Fußboden und Raumluft mit 157 m2 eher gering. Bei etwa 20 W/m2 Kühlleistung einer Betonkernaktivierung können mit dieser Fläche nur 3 kW vom Fußboden übertragen werden, was weniger als 10 W pro Sonden-Meter entspricht. Die Temperaturspreizung zwischen Vor- und Rücklauf des Erdwärmetauschers liegt durchschnittlich bei 3 K und ist damit geringfügig höher als bei Benutzung der Lüftungsanlage, da der Volumenstrom aufgrund des hohen Druckabfalls im Betonfußboden reduziert ist. Eine Steigerung der Pumpenleistung könnte die Temperaturspreizung verringern und dadurch die mittlere Oberflächentemperatur um 1 bis 1,5 K absenken. Dies würde jedoch die Kühlleistung im Gebäude nicht signifikant steigern. Eine größere Betonkernaktivierungsfläche würde die Leistung des Erdreichwärmetauschers verbessern. Im Sommer 2006 wurden die Messungen wiederholt mit einem ähnlichen Ergebnis. Wenn man die abgegebene Leistung des Erdwärmetauschers gegenüber der Fluideintrittstemperatur in das Erdreich darstellt, verringert sich die Streuung der Leistungswerte. Diese Soleeintrittstemperatur schwankt im Sommer zwischen 16,5 und 24 °C.

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Bild 2. Gemessene Leistung des vertikalen Erdwärmetauschers bei entsprechender Außenlufttemperatur im Freiburger SIC Gebäude 2006 Fig. 2. Measured geothermal power of the vertical heat exchangers in the Freiburg SIC building during 2006 as a function of ambient temperature

Der Energiebedarf wird durch eine zweistufige Sole/ Wasser-Wärmepumpe gedeckt (Vitocal 300 Typ BW mit 16,6 kW Heizleistung; Betriebspunkt B0/W35), die an zwei 134 m tiefe Doppel-U-Erdwärmesonden angeschlossen ist. Die Sonden sind mit einer Sole (Monoethylenglykohl-Wasser-Gemisch mit einer Konzentration von 25 %) gefüllt. Die Umwälzung der Sole erfolgt durch eine Pumpe mit 300 W elektrischer Anschlussleistung. Die Fußbodenheizung, mit 35 °C maximalem Vorlauf, sowie die Lüftungsanlage werden über einen Pufferspeicher versorgt. Das Jugendzentrum hat hervorragende Heizenergie Verbrauchswerte von 14 kWh/m2a (2008), 15 kWh/m2a (2009) und 20 kWh/m2a (2010). Die Arbeitszahl oder Seasonal Performance Factor (SPF) der Wärmepumpe ist ein Qualitätsmerkmal für eine Wärmepumpe und beschreibt das Verhältnis der Nutzenergie (Heizung) zum Aufwand (elektrische Energie). Die gemessene Jahresarbeitszahl ohne Hilfsenergie liegt im Jahr 2010 bei 3,94. Wird die elektrische Energie der Solepumpe berücksichtigt, sinkt die Jahresarbeitszahl jedoch auf 2,63. Speziell in der Übergangsperiode (März, April, Mai, September, Oktober) ist die Solepumpe nahezu durchgehend in Betrieb, selbst wenn die Wärmepumpe nicht in Betrieb ist. Mit korrekter Regelung der Solepumpe basierend auf der Kompressorlaufzeit, könnte eine deutlich höhere Arbeitszahl von 3,14 erreicht werden. Die spezifische Leistung der Erdsonden liegt maximal bei etwa 66 Wm–1 (siehe Bild 4), wenn beide Verdichterstufen der Wärmepumpe in Betrieb sind. Ist nur ein Verdichter in Betrieb, was in den meisten Fällen der Fall ist, liegt die maximale Leistung der Erdsonden bei ca. 40 W/m, was einer Absolutleistung von rund 10 kW entspricht.

Bild 3. Gemessene Leistung als Funktion der Sole-Eintrittstemperatur in das Erdreich (2006) Fig. 3. Measured geothermal power in 2006 as a function of brine inlet temperature to the ground

Je nach Betriebsstunden der Anlage wurde in den beiden Messjahren pro Meter Sonde maximal 7 kWh Heizenergie und 12 kWh Kühlenergie gemessen. Die niedrige Arbeitszahl für Heizen im Jahr 2006 beruht auf der Tatsache, dass die geothermische Anlage oft bei einer geringen Temperaturdifferenz von Umgebungsluft und Erdwärmetauscher und damit geringer Heizleistung betrieben wurde.

2.2 Vertikalsonden für indirekte Nutzung für Heizung Ein 2006 fertiggestelltes Jugendzentrum in Ostfildern mit 474 m2 Bruttogeschossfläche wurde nahezu im Passivhausstandard gebaut, nur die großen Fensterflächen sind als sind 2-fach Wärmeschutz Verglasung ausgeführt.

Bild 4. spezifische Leistung der Erdsonden in Abhängigkeit von der Außenlufttemperatur Fig. 4. Power delivered by the geothermal heat exchangers as a function of ambient air

Tabelle 1. Zusammenfassung der gemessenen Ergebnisse für 400 m vertikale Erdwärmetauscher des SIC Gebäude in Freiburg Table 1. Summary of monitoring results for 400 m of vertical heat exchangers in the Freiburg SIC building Jahr

Kühlenergie [kWh]

Heizenergie [kWh]

Arbeitszahl Kühlen

Arbeitszahl Heizen

Stunden Kühlen Seminar

Stunden Fußboden Kühlen

Stunden Heizen

2005

2759

2846

20,1

12,8

233

2289

856

2006

4873

246

13,5

5,2

327

2911

289

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Bild 5. Leistungsübertragung als Funktion der Sole-Eintrittstemperatur ins Erdreich. Fig. 5. Power delivered as a function of brine inlet temperature to the geothermal heat exchanger

Bild 6. zeitlicher Verlauf der Erdsondenleistung und Temperaturen während des Betriebs der Wärmepumpe. Fig. 6. Time dependence of geothermal power extracted with heat pump use

Die spezifische Leistung korreliert besser mit der SoleEintrittstemperatur ins Erdreich, da die Temperaturdifferenz zwischen Erdreich und Sole die Leistungsübertragung bestimmt. Die wenigen Leistungsspitzen der Erdsonden treten hauptsächlich morgens auf, wenn die Wärmepumpe zum ersten Mal eingeschaltet wird und hohe Heizleistungen angefordert werden.

Insgesamt wurden 104 Fundamentpfähle (FRANKIpfähle) mit integrierten U-förmigen Rohren von jeweils 4 bis 8 m Länge (Gesamtlänge 624 m) ausgestattet. Die Pfähle liegen recht nah beieinander (zwischen 2,5 m und 7 m Abstand). Bild 7 zeigt die Leistungsübertragung der Fundamentpfähle in Watt pro Meter als Funktion der Außenlufttemperatur für das gesamte Jahr 2010. Die Gesamtleistung der Anlage liegt im Bereich von 7 kW Heizen und 14 kW Kühlen, was einem Maximum von 24 W/m Kühlleistung bei 36 °C Außentemperatur und 14 W/m Heizleistung bei –5 °C entspricht. Die Sole-Eintrittstemperatur in den Gründungspfahl Wärmetauscher bewegt sich in einem relativ geringen Temperaturbereich zwischen 15,5 und 24,5 °C, ähnlich zu der Anlage des SIC Gebäudes in Freiburg mit 80 m tiefen vertikalen Wärmetauschern. Die Leistungsübertragung ist vergleichbar mit dem eines vertikalen Wärmetauschers. Die Außenluft wird im Mittel um etwa 5 K abgekühlt, während die Sole-Temperatur über diese zwei heißen Wochen von 19 auf 21 °C ansteigt. Die Temperaturdifferenz

Bild 7. Leistung des Gründungspfahl-Wärmetauschers als Funktion der Außenlufttemperatur Fig. 7. Thermal power transferred to the ground by the foundation pile heat exchangers connected to the building ventilation system as a function of ambient temperature

2.3 Vertikalsonden in Gründungspfähle Das Bürogebäude der Firma Elektror GmbH mit einer Nutzfläche von 2962 m2 wurde 2008 in Ostfildern erbaut. Heizenergie und Kühlung über thermische Absorptionskälte werden von einem mit Biomasse betriebenen Nahwärmenetz bereitgestellt. Die Verteilung der Wärme/Kälte erfolgt über Betonkernaktivierung kombiniert mit berippten Radiatoren in den Lüftungsauslässen. Zusätzlich wird die Zuluft der mechanischen Lüftung mit einem Volumenstrom von 6550 m3/h durch die Erdwärmetauscher, welche in den Gründungspfählen integriert sind, vorgewärmt bzw. vorgekühlt.

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Bild 8. Übertragungsleistung der Gründungspfähle als Funktion der Eintrittstemperatur. Fig. 8. Thermal power transferred to the ground by the foundation pile heat exchangers a function of brine inlet temperature

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zwischen Vor- und Rücklauf-Temperatur des Erdwärmetauschers liegt bei 1 bis 2 K. Der Effizienz der Wärmeübertragung zwischen Solekreis und Luft in der Messperiode ist relativ niedrig zwischen 46 bis 54 %.

2.4 Luft-Erdwärmetauscher in dem Bürogebäude Lamparter nach Passivhausstandard In dem Passivstandard Bürogebäude der Firma Lamparter in Weilheim/Deutschland kühlt ein Luft-Erdwärmetauscher die Zuluft, mit der das Gebäude versorgt wird. Der Erdwärmetauscher ist um das Gebäude positioniert und besteht aus zwei 90 m langen Polyethylen Rohren mit einem Durchmesser von 0,35 m. Die Rohre liegen in einer durchschnittlichen Tiefe von 2,80 m im Erdreich und sind im Abstand von 0,9 m zueinander verlegt. Der Luft-Erdwärmetauscher des Bürogebäudes ist hauptsächlich für das Vorwärmen der Außenluft im Winter konzipiert. Er reduziert den Lüftungswärmebedarf und vermeidet das Einfrieren der Wärmerückgewinnungsanlage. Im Sommer wird er zur Vorkühlung der Frischluft verwendet. Bei einem Volumenstrom von 1900 m3/h und einem Druckverlust von 175 Pa wird eine Luftwechselrate von 0,6 h–1 bereitgestellt. Innerhalb der Rohre des Luft-Erdwärmetauschers sind im Abstand von 9 m Temperatursensoren angebracht. Die durchschnittliche Kühlleistung in den 3 Messjahren liegt bei 6 bis 10 W m–1. Die mittlere Heizleistung zwischen 6 und 9 W/m. Dies entspricht einer jährlichen Kältemenge von 25 kWh/m sowie einer Wärmemenge von 17 kWh/m. Die maximale Kühlleistung beträgt 45 W/m und die maximale Heizleistung 34 W/m. Die Jahresarbeitszahl wird über die Summe von Heizund Kühlleistung dividiert durch die zusätzliche elektrische Energie für den Druckverlust des Erdreichwärmetauschers berechnet. Sie erreicht exzellente Werte von 50, 35 und 38 in den Jahren 2001 bis 2003. Allerdings kann der Erdwärmetauscher nicht die volle tägliche Kühllast des Gebäudes abführen, da der hygienische Luftwechsel die

Bild 9. Leistung des Luft-Erdwärmetauschers vom Lamparter Gebäude als Funktion der Umgebungstemperatur, was ebenfalls der Eintrittstemperatur entspricht Fig. 9. Power of earth to air geothermal heat exchanger in the Lamparter Building as a function of ambient air temperature, which corresponds to the inlet temperature to the ground heat exchanger

Bild 10. Gemessene mittlere Leistungen des Luft-Erdreich Wärmetauschers und Jahresarbeitszahlen Fig. 10. Measured mean annual heating and cooling power for the earth to air heat exchanger in the Lamparter building

Leistung beschränkt. Von den durchschnittlichen täglichen internen Kühllasten von 131 Wh m–2, führt der Erdwärmetauscher 24 Wh m–2 ab, also 18 %.

2.5 Horizontalabsorber Eine Alternative zum direkten Luft-Erdreich Wärmetauscher ist die Zirkulation einer Solelösung durch bodennahes Erdreich und damit die indirekte Kühlung der Luft über einen Sole-Luftwärmetauscher. In einem auf Passivhausstandard sanierten Bürogebäude in Tübingen wurde ein solcher Horizontalabsorber verlegt. Für das Luft- Vorwärmen und Vorkühlen des Eboek Gebäudes wurden fünf horizontale Erdwärmetauscher mit einer jeweiligen Länge von 100 m ca. 1,2 m unter der Erdoberfläche installiert. Die Einbindung in das mechanische Lüftungssystem erfolgt ebenfalls über einen Wärmetauscher in der Zuluft, vergleichbar wie beim SIC Gebäude in Freiburg (vgl. Bild 1). Während des Sommers wird dieser zur Vorkühlung der Zuluft verwendet. Der Zuluft-Volumenstrom beträgt tagsüber 1750 m3/h. Die Erdreichtemperatur wurde über 2 Jahre zwischen den Rohren in 1,2 m Tiefe und mit 0,5 m Abstand vom Gebäude gemessen und mit den unbeeinflussten Bodentemperaturen verglichen. Während des Betriebs des Erdwärmetauschers, zum Beispiel für 2 Monate im Sommer 2006, stieg die durchschnittliche Erdreichtemperatur um 2 bis 3 K an. Während einer heißen 14-tägigen Messperiode im Juni 2005 wurde eine durchschnittliche Kühlleistung von 1,5 kW mit einem Maximum von 3,5 kW gemessen. Wegen dem geringen Abstand und der geringen Tiefe der Rohre liegt die maximale Leistung eines Rohres nur bei 7 W/m. Der zusätzliche Druckverlust durch den Sole/Wasser Wärmetauscher beträgt nur 12 Pa. Der verwendete Ventilator benötigt eine elektrische Leistung von 30 W, um diesen Druckverlust zu überwinden, während die Solepumpe ca. 60 W Anschlussleistung benötigt. Das Ergebnis ist eine durchschnittliche Arbeitszahl von 18,4 bei einer maximalen Leistungszahl von 40. Außerdem wird sichtbar, dass sich während einer warmen Phase in den letzten zwei Messtagen das Erdreich stark erwärmt hat und so keine Kühlung der Zuluft mehr möglich ist. Diese hohe Erd-

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reichtemperatur ist hauptsächlich durch die geringe Tiefe der Rohre im Erdreich bedingt. Die Außenluft kann durch den Wärmetauscher bis zu 7 K gekühlt werden. Trotzdem liegt die Zulufttemperatur

des Gebäudes tagsüber immer noch bei 28 °C. Die Erdreichtemperatur steigt Ende Juli auf bis zu 20 °C an. Der durchschnittliche logarithmische Temperaturunterschied zwischen Sole- und Luft-Temperatur liegt am Wärmetauscher bei 6,3 K. Die abgeführte Leistung an das Erdreich steigt mit steigender Außenlufttemperatur, jedoch mit einer viel geringeren Steigung als für den direkten Wärmeaustausch der Außenluft mit dem Erdreich. Wiederum ist die Korrelation besser, wenn man die ans Erdreich abgegebene Wärme gegenüber der Sole-Eintrittstemperatur darstellt. Es wird deutlich, dass sich die Eintrittstemperatur in einem ziemlich schmalen Temperaturband (zwischen 20 und 24 °C) bewegt.

3 Zusammenfassung der messtechnischen Untersuchungen

Bild 11. Gemessene Kühlleistung pro Meter des horizontalen Wärmetauschers und die zugehörige Leistungszahl (COP) Fig. 11. Measured cooling power per meter of horizontal heat exchanger and electrical coefficient of performance

Es wurde die direkte und indirekte Nutzung von unterschiedlichen Geothermie Anlagen beschrieben und analysiert. Die gemessenen Leistungszahlen sind in Tabelle 2 zusammengefasst. Die mittlere gemessene Heiz- und Kühlleistung ist bei allen Beispielen deutlich geringer als die Angaben der VDI 4640. Die dort angegebenen maximal möglichen Entzugsleistungen für Erdwärmesonden mit Klein-Wärmepumpen (bis zu 30 kW) reichen von minimal 20 Wm (trockenes Sediment, geringe Leitfähigkeit), bis hin zu 100 W/m (für besonders leitfähiges Erdreich mit Grundwasserströmung).

4 Wirtschaftlichkeit

Bild 12. Abgegebene Wärme an das Erdreich als Funktion der Außenlufttemperatur für den horizontalen Wärmetauscher Fig. 12. Heat rejected to the ground as a function of ambient air temperature for the horizontal heat exchanger

Bild 13. Abgegebene Wärme an das Erdreich als Funktion der Sole-Eintrittstemperatur für den horizontalen Wärmetauscher Fig. 13. Heat rejection to the shallow horizontal geothermal heat exchangers as a function of brine inlet temperature level

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Neben den energetischen Bewertungsgrößen der Nutzung von oberflächennaher Geothermie spielt die Wirtschaftlichkeit der beschriebenen Technologien eine wichtige Rolle. Das übliche Verfahren zur Wirtschaftlichkeitsberechnung ist die Annuitätenmethode nach VDI 2067. Das Annuitätenverfahren gestattet es, einmalige Zahlungen/Investitionen und laufende Zahlungen mit Hilfe des Annuitätsfaktors während eines Betrachtungszeitraumes zusammenzufassen. Die Kosten werden in einmalige Kosten und laufende Kosten unterteilt. Der hier angestellte Vergleich beschränkt sich auf kapitalgebundene und verbrauchsgebundene Kosten. Außerdem werden bei den Varianten mit kombinierter Heiz- und Kühlanwendung (ganzjähriger Betrieb) die eingesparten Heizkosten als Erlös gutgeschrieben. Von hohen betriebsgebundene Kosten (z. B. Wartung) ist nicht auszugehen, daher werden diese in der Untersuchung nicht betrachtet. Außerdem werden sonstige Kosten (z. B. Versicherungen) nicht berücksichtigt. Kapitalgebundene Kosten Bei kapitalgebundenen Kosten handelt es sich um einmalige Investitionen der Anlagenkomponenten. Kosten für die Planung der Anlage werden nicht berücksichtigt. Anhand der detaillierten Revisionsunterlagen können am Beispiel des Jugendhauses Ostfildern die kapitalgebundenen Kosten für die dort ausgeführte Erdsondenanlage zusammengestellt werden. Die Hälfte der Investitionskosten kommen durch die reinen Bohrkosten zustande (ca. 18.000 €). Hinzu kommen Kosten für das Sondenmaterial (ca. 3.000 €), die Sole-

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Tabelle 2. Zusammenfassung der Leistungsmessungen der untersuchten Anlagen Table 2. Summary of performance measurements SIC Freiburg

Jugendhaus Ostfildern

Ebök Tübingen

Elektror Ostfildern

Lamparter Weilheim

Wärmetauscher Typ

vertikale Sonden (80 m)

vertikale Sonden (134 m)

horizontaler Erdkollektor (in 1,20 m Tiefe)

Vertikalsonden in Gründungspfählen (4 bis 8m)

Luft-Erdwärmetauscher (in 2 m Tiefe)

Wärme-/KälteVerteilung

Lüftungsanlage/ BKT

Wärmepumpe

Lüftungsanlage

Gebäude

installierte Sondenlänge

400

268

500

624

180

spezifischer Massenstrom

kg/(h · m)

6,0/0,83

9,3

1,05

9,3

–

spezifische Heizenergie

kWh/m

–

spezifische Kühlenergie

kWh/m

–

maximale Heizleistung

W/m

–

mittlere Heizleistung

W/m

–

maximale Kälteleistung

W/m

26/10

–

mittlere Kälteleistung

W/m

1,5

–

mittlerer COP für Heizen/Kühlen

–

12,8/20

füllung (ca. 3.800 €), sowie die Anbindung der Erdsonden an die Wärmepumpe (ca. 6.000 €), so dass sich unter Berücksichtigung der ausgeführten Sondenanzahl und -länge spezifischen Investitionskosten von 129 €/m ergeben. Andere Beispiele (z. B. Anlagen in Spanien) ergaben deutlich geringere spezifische Investitionskosten (ca. 50 bis 60 €/m). Eine Studie des Ministeriums für Umwelt, Klima und Energiewirtschaft Baden-Württemberg ergibt einen linearen Zusammenhang zwischen Investitionen und Sondenlänge von 58 €/m + 900 € [7]. Die Zusammensetzung der Kosten und ob die Anbindung der Sonden berücksichtigt ist, wird nicht weiter erläutert [7]. Die Investitionskosten für die Erdsonden in Gründungspfählen stammen direkt von den Angaben des Elektror-Gebäudes in Ostfildern. Die Brutto-Gesamtkosten der Gründungspfähle belaufen sich auf 89.798 €, was spezifischen Kosten von 143 € pro Meter Pfahl entspricht. Der Anteil der eingebrachten Sonden war 14.033 €, was 15 % der Gesamtkosten entspricht. Daraus resultieren 22,5 €/m Investitionskosten für die Vertikalsonden in den Gründungspfählen. Dabei sind Leitungs- und Anbindungskosten zum Gebäude sowie Kosten für Wärmetauscher und Wärmemengenzähler nicht enthalten. Für den wirtschaftlichen Vergleich wurde deshalb Investitionskosten für Vertikalsonden in Gründungspfählen von 30 €/m angenommen. Die Investitionskosten für einen Luft-Erdwärmetauscher (L-EWT) belaufen sich laut L-EWT-Handbuch von 2001 auf 38 €/m [8]. Verbrauchsgebundene Kosten Unter verbrauchsgebundenen Kosten versteht man die Kosten für Energie und Betriebsstoffe. In diesem Fall wird

12,5/22

davon ausgegangen, dass die benötigte Hilfsenergie (SoleUmwälzpumpe, Ventilatoren) der jeweiligen Variante elektrisch bereitgestellt wird. Der Stromverbrauch wurde anhand der mittleren, jährlichen Arbeitszahlen für Kühlen und Heizen der jeweiligen Anlage berechnet. Hierbei ist anzumerken, dass teilweise nur ein Datensatz von einem einzelnen Jahr vorlag. Beim Preis der Hilfsenergie (Strompreis) handelt es sich um aktuelle Preise (Stand: Sept. 2011) des Energieversorgers EnBW. Einzahlungen (Erlöse) Die Wirtschaftlichkeitsuntersuchungen beziehen sich hier nur auf die sommerliche Anwendung, also der passiven Kühlung von Gebäuden durch Geothermie. Da die Anlagen ganzjährig in Betrieb sind, werden die Wärmegewinne in der Winterperiode als Erlös der Investition gutgeschrieben. Dabei wird von einem Fernwärmepreis von 9,29 ct/kWh (EnBW) ausgegangen, der durch die ganzjährige Nutzung der Geothermieanlage eingespart werden kann. Ebenfalls wird dabei eine Preissteigerung von 3 % angenommen. Berechnung nach der Annuitätenmethode Der Berechnung nach VDI 2067-1 wurde ein Zinssatz von 4 % zugrunde gelegt. Die Energiepreissteigerung wurde mit 3 % angesetzt. Als Betrachtungszeitraum wurde die minimale Nutzungsdauer einer Erdsondenanlage (40 Jahre) gewählt. Eine weitere Variante legt eine erhöhte Nutzungsdauer von 80 Jahren zugrunde. Die Auswertung beinhaltet drei der beschriebenen Beispielobjekte: eine vertikale Erdsondenanlage (SIC Freiburg), eine Gründungspfahl-Anlage (Elektror Ostfildern) und ein

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Luft-Erdwärmetauscher (Lamparter Weilheim). In Bild 14 ist die Gesamtannuität der verschiedenen Varianten für eine Nutzungsdauer von 40 bzw. 80 Jahren, unterteilt nach den Kostenarten, dargestellt. Dieser ökonomische Vergleich zeigt, dass sich durch die Verdopplung der Nutzungsdauer keine großen Reduktionen der jährlichen Gesamtannuität ergeben. Die kapitalgebundenen Kosten werden nur leicht durch die längere Nutzungsdauer reduziert. Der Luft-Erdwärmetauscher weist auf Grund der geringen Investitionskosten die deutlich geringste jährliche Annuität auf. Teilt man die jährliche Gesamtannuität durch die erzeugte Kältemenge, so erhält man einen spezifischen Kältepreis für die jeweilige Anlage. Der Kältepreis wird weiter durch die Berücksichtigung der eingesparten Wärmemenge reduziert. Wie bereits erwähnt, werden die hier untersuchten Anlagen ganzjährig betrieben und decken somit im Winter einen Teil des Wärmebedarfs. Die Auswertungsvariante, die einen Mischpreis (Kälte- und Wärmepreis) berechnet, ergibt ähnliche Resultate. Ein Vergleich mit konventionell elektrisch erzeugter Kilowattstunde kWh Kälte im Bürobau Elektror mit Kältekosten von 11 ct/kWh zeigt, dass nur der Luft-Erdwärmetauscher unterhalb dieser Kosten liegt.

5 Zusammenfassung In den vorliegenden Untersuchungen wurden direkte und indirekt genutzte Erdwärmetauscher mit den Medien Luft und Sole anhand von Messdaten untersucht. In Gebäuden mit direkter Nutzung von Erdwärmetauschern für Luftkonditionierung und Betonkernaktivierung lag die Kühlleistung höher als die Heizleistung. Sowohl Heiz- als auch Kühlleistung steigen mit steigender Temperaturdifferenz von Fluideintritt ins Erdreich und Erdreichtemperatur. Die höchste gemessene Entzugsleistung von 66 W m–1 wurde im Winter Wärmepumpenbetrieb mit 4 °C Eintrittstemperatur erhalten, was einer Temperaturdifferenz zum Erdreich von 9 K entspricht. Für das Kühlen lag die höchste Leistung bei 45 W/m, die von einem oberflächennah liegenden Erdreich/Luft Wärmetauscher von nur 2 m Tiefe erreicht wurde, bei einer Lufteintrittstemperatur von 35 °C und einer Temperaturdifferenz zum Erdreich von 15 K. Im Vergleich dazu lag die maximale Kühlleistung eines 80 m tiefen, vertikalen Erdwärmetauschers nur bei 26 W/m, bei einer maximalen Eintrittstemperatur ins Erdreich von 22 °C aus dem Wärmetauscher der Lüftungsanlage. Nahezu das gleiche Resultat wurde für oberflächennahe Gründungspfähle erhalten, mit einer maximalen Kühlleistung von 24 W/m. Nur bei den Luft-Erdreichwärmetauschern und den oberflächennahen Gründungspfählen wird ein wirtschaftlicher Kältepreis erzielt, was vor allem auf die geringeren Investitionskosten zurückzuführen ist. Die anderen Anlagen liegen bei den Kosten über der konventionellen Technik. Für einen wirtschaftlichen Betrieb ist daher eine Erhöhung der Laufzeiten der Geothermie mit möglichst hohen Leistungen wichtig. Literatur

Bild 14. Jährliche Gesamtannuität nach Kostenarten Fig. 14. Annual annuity by cost type

[1] Miara, M., Günther, D., Kramer, T., Oltersdorf, T, Wapler, J.: Wärmepumpeneffizienz. Final Report 0327401A of Federal Ministry for Economics, 2011. [2] Karagiorgas, M., Mendrinos, D., Karytsas, C.: Solar and geothermal heating and cooling of the European Centre for Public Law building in Greece, Renewable Energy, Vol. 29 (2004), No. 4, pp. 461–470. [3] IEA, 2002. [4] Rafferty, K.: Direct-use temperature requirements – A few rules of thumb. Geo heat center quarterly bulletin, Vol. 25 (2004), No. 2. [5] Zeng, H., Diao, N., Fang, Z.: Heat transfer analysis of boreholes in vertical ground heat exchangers, International Journal of Heat and Mass Transfer 46 (2003), pp. 4467–4481. [6] Li, X., Chen, Z., Zhao, J.: Simulation and experiment on the thermal performance of U-vertical ground coupled heat exchangers. Applied Thermal Engineering 26 (2006), pp. 1564–1571. [7] Erdwärme in BW 2011, Ministerium für Umwelt, Klima und Energiewirtschaft Baden-Württemberg, 2011. http://www2.um. baden-wuerttemberg.de/servlet/is/19832. [8] L-EWT-Handbuch 2001 – Handbuch zur Planung und Ausführung von Luftdurchströmten Erdreichwärmetauschern für Heiz- und Kühlanwendungen.

Autoren dieses Beitrages:

Bild 15. Spezifischer Kältepreis der einzelnen Varianten Fig. 15. Specific cooling costs of each option

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Prof. Dr. habil. Ursula Eicker, Studiendekan Master-Studiengang Sustainable Energy Competence, Leiterin Institut für Angewandte Forschung (IAF) M.Eng. Felix Thumm Beide: Zentrum für Angewandte Forschung nachhaltige Energietechnik zafh.net, Hochschule für Technik Stuttgart, Schellingstraße 24, 70174 Stuttgart

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Fachthemen Klaus Breuer Florian Mayer Christian Scherer Regina Schwerd Klaus Sedlbauer

DOI: 10.1002/bapi.201200002

Wirkstoffauswaschung aus hydrophoben Fassadenbeschichtungen: verkapselte versus unverkapselte Biozidsysteme Durch Schlagregen können biozide Wirkstoffe, die zur Verhinderung bzw. Verzögerung des Bewuchses von Fassaden mit Algen und Pilzen eingesetzt werden, aus Fassadenbeschichtungen ausgewaschen werden. Seit ca. zehn Jahren werden die Wirkstoffe zunehmend auch in verkapselter Form eingesetzt. In einem einjährigen Freilandversuch wurde die Auswaschung der Wirkstoffe Terbutryn (2-Methylthio-4-tert-butylamino-1,3,5-triazin), Diuron (DCMU, 3-(3,4-dichlorophenyl)-1,1-dimethylurea), IPBC (3-Iodoprop-2-ynyl-N-butylcarbamat), OIT (2-n-Octyl-isothiazolin-3-on) und DCOIT (4, 5-Di-chloro-2-n-octyl-isothiazolin-3-on) sowohl in freier als auch in verkapselter Form untersucht. Es zeigte sich, dass, eingesetzt in einem hoch wasserabweisenden Putzsystem, eine in ihrer Stärke an den jeweiligen Wirkstoff angepasste Verkapselung die Auswaschung deutlich – um bis zu 85 % bei Diuron – reduziert. Release of biocides from hydrophobic façade coatings: encapsulated vs. non-capsulated biocide systems Due to driving rain biocidal active substances, which prevent or delay the overgrow of façades with algae and fungi, can be leached out of the facade coatings. For the past 10 years encapsulated active substances are increasingly used. During a one year field trial the leaching of the substances Terbutryn (2-Methylthio-4-tert-butylamino-1,3,5triazine), Diuron (DCMU, 3-(3,4-dichlorophenyl)-1,1-dimethylurea), IPBC (3-Iodoprop-2-ynyl-N-butylcarbamate), OIT (2-n-Octyl-isothiazolin-3-one) and DCOIT (4, 5-Di-chloro-2-n-octyl-isothiazolin-3one) have been investigated in capsulated and non-capsulated form. It shows that a well adjusted rate of encapsulation of the active substances could significantly reduce the release (up to 85 % in case of Diuron) from highly hydrophobic façade coatings.

1 Einleitung 1.1 Pilze und Algen auf gedämmten Fassaden 83 % des gesamten Energiebedarfs in privaten Haushalten werden für die Raumerwärmung und die Warmwasserbereitstellung aufgewendet. Dabei verbrauchen bestehende Gebäude ca. dreimal so viel Heizenergie wie Neubauten [1]. Die Dämmung der gesamten Gebäudehülle ist eine effektive Maßnahme zur in der Energieeinsparverordnung von 2009 festgeschriebenen Verringerung der Transmissionswärmeverluste und damit zur Energieeinsparung [2]. Auf die eingesetzten Dämmstoffe werden als Abschluss häufig organisch gebundene Putze bzw. Putzsysteme aufgetragen. Darüber hinaus müssen im Laufe der Zeit mehr oder weniger alle Fassaden auch überarbeitet werden. Diese Über-

arbeitung erfolgt dann ebenfalls häufig mit organisch gebundenen Fassadenfarben. Organisch gebundene Fassadenbeschichtungen sind komplexe, aus vielen organischen Komponenten bestehende Systeme. Während ihrer Nutzungsphase wirken eine Vielzahl von Einflüssen wie Schlagregen, Betauung, Temperaturwechsel und Strahlung auf die Beschichtungen und ihre Bestandteile ein. Bei wärmegedämmten Fassaden ist besonders die Betauung hervorzuheben, da mit der Verringerung des Wärmetransports durch die Fassade eine Absenkung der Temperatur der Außenoberfläche besonders in den Nachtstunden einhergeht. Damit steigt im Vergleich zur ungedämmten Fassade die Wahrscheinlichkeit, dass sich auf der Außenoberfläche Tauwasser – eine wichtige Grundlage für mikrobielles Wachstum – bildet. Sowohl nach Tauwasserbildung als auch nach Regenereignissen bleiben gedämmte Fassaden im Durchschnitt länger feucht, was auch wiederum für Mikroorganismen wie Pilze und Algen die Wachstumsbedingungen verbessert.

1.2 Bewuchsverzögerung durch Biozide – Problematik der Wasserlöslichkeit Um den Bewuchs mit Algen und Pilzen zu verhindern bzw. zu verzögern, werden Fassadenbeschichtungen entsprechend dem Stand der Technik matrixabhängig vielfach mit bioziden Wirkstoffen ausgerüstet. Diese Biozide müssen einerseits möglichst lange in der Beschichtung verbleiben, weshalb prinzipiell nur relativ schwer lösliche Stoffe eingesetzt werden, andererseits bildet eine gewisse Wasserlöslichkeit die Grundvoraussetzung, damit sie von den Mikroorganismen aufgenommen und somit wirksam werden können. Hierin ist die Problematik der Dauerhaftigkeit gegenüber der Wirksamkeit begründet, da diese systembedingt notwendige Wasserlöslichkeit dazu führt, dass die eingesetzten Wirkstoffe durch auftreffendes Regenwasser ausgewaschen werden können – in unterschiedlichem Ausmaß entsprechend ihrer stoffbedingten Löslichkeit. Der Austrag von Bioziden durch ablaufendes Regenwasser nach Schlagregenereignissen ist direkt messbar. In Abhängigkeit vom Wirkstoff und der Art der Beschichtung sind im Allgemeinen die ersten sechs Monate nach Erstellung einer Fassade maßgeblich für die mit dem ablaufenden Regenwasser ausgetragenen Wirkstoffmengen (sog. „Anfangsauswaschung“). Dies zeigten Ergebnisse eines breit angelegten, fünfjährigen Freilandversuchs an Prüfkörpern, die mit unterschiedlichen biozid-ausgerüsteten Putzen und Anstri-

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chen versehen waren [3]. Verschiedene Laborversuche bestätigen dies auch [4], [5]. Je nach Konzeption der Oberflächenentwässerung (z. B. Versickerung, direkte Einleitung in Oberflächengewässer) werden Biozide dadurch auch in die Umwelt eingetragen [6], [7].

1.3 Moderne Technologien des Bewuchsschutzes Um zum einen die Dauerhaftigkeit in der Beschichtung zu erhöhen und zum anderen die Auswaschung durch Regenwasser zu minimieren, bestehen zwei Möglichkeiten: spezielle hoch wasserabweisende Beschichtungsstoffe mit niedriger Wasseraufnahme (Durchlässigkeitsrate für flüssiges Wasser ≤ 0,1 kg/m2h0,5) können einerseits die Wasserzugänglichkeit der Biozide herabsetzen, andererseits können die Biozide bereits in „geschützter“ Form in die Fassadenbeschichtung eingebracht werden. Zum Einsatz kommen hier z. B. sog. Mikrokapseln, bei denen die Wirkstoffe in eine organische Polymermatrix eingebettet sind. Der Durchmesser der Mikrokapseln liegt dabei zwischen 10 und 20 μm. Die Freisetzung der Wirkstoffe erfolgt diffusionskontrolliert, wodurch insbesondere die sonst hohe „Anfangsauswaschung“ herabgesetzt werden soll. Die Stärke und Ausführung der Verkapselung wird an die charakteristischen Eigenschaften der einzelnen Wirkstoffe „maßgeschneidert“ angepasst und damit deren Übergang in die Wasserphase gesteuert. Die Mikroverkapselung verringert so die Auswaschung der Biozide und trägt zu einer Verlängerung der Schutzwirkung in der Beschichtung bei. Eine Reduktion der eingesetzten Wirkstoffmengen kann darüber hinaus gegebenenfalls auch erreicht werden.

1.4 Zielsetzung der Untersuchung Der hier dargestellte einjährige Freilandversuch untersucht vergleichend das unterschiedliche Freisetzungsverhalten freier (nicht verkapselter) und verkapselter biozider Wirkstoffe aus Fassadenbeschichtungen. Die Ergebnisse sollen exemplarisch aufzeigen, in welcher Größenordnung eine Verkapselung von bioziden Wirkstoffen deren Auswaschung aus Beschichtungen reduziert.

664 L/m2. Der Schlagregenanteil in Holzkirchen aus westlicher Richtung beläuft sich dabei auf ca. 40 %. Der Standort ist daher in die höchste Schlagregenbeanspruchungsgruppe „III“ eingeordnet [8]. Vergleicht man die Niederschlagsbelastung von Holzkirchen und Würzburg, Schlagregenbeanspruchungsgruppe „I-II“, über den Zeitraum 01/2010 bis 06/2011, in den auch die Untersuchungen fallen, stellt man fest, dass in Holzkirchen die Niederschlagsmenge um den Faktor 1,6 höher war. Die Errechnung der Windfeldindices in Anlehnung an [9] zur Bestimmung der Schlagregenbelastung aus Westen ergibt für den gleichen Zeitraum für Holzkirchen einen 1,7-fach höheren Wert.

2.2 Beschichtungen und Wirkstoffe Für die Untersuchungen wurden zwei identische, nach Westen orientierte Hausfassaden („Haus 1“ und „Haus 2“) mit einer Fläche von jeweils 21,7 m2 herangezogen. Die betrachteten Fassadenflächen wurden jeweils mit einem Wärmedämm-Verbundsystem (WDVS) der Fa. Sto AG, Stühlingen, bestehend aus EPS-Dämmplatten und einem stark hydrophoben Oberputzsystem nach DIN EN 15824 mit einem Reinacrylat als Bindemittel versehen [10] (Bilder 1 und 2). Die entsprechenden Kennzahlen finden sich in Tabelle 1. Die Deckputze auf beiden WDVS-Flächen waren biozid ausgerüstet. Die Einsatzkonzentration betrug 500 ppm pro Wirkstoff im Nassmaterial. Dies entspricht bei einem Verbrauch von 3,2 kg Deckputz pro m2 einer Flächenkonzentration je Wirkstoff von 1600 mg/m2. Als Wirkstoffe kamen Terbutryn (CAS-Nr. 886-50-0), Diuron (CAS-Nr. 330-54-1), IPBC (CAS-Nr. 55406-53-6), OIT (CAS-Nr. 26530-20-1) und DCOIT (CAS-Nr. 6435981-5) zum Einsatz. Die zugehörigen Wasserlöslichkeiten und n-Octanol/Wasser-Verteilungskoeffizienten sind in Tabelle 2 zusammengestellt. Bei „Haus 2“ lagen die Biozide frei, also nicht verkapselt in der Putzmatrix vor, bei „Haus 1“ in mikroverkapselter Form. Laut Herstellerangaben (Fa. Thor GmbH, Speyer) handelt es sich bei der hier verwendeten Technologie der Verkapselung um eine

2 Vorgehensweise 2.1 Klimatische Randbedingungen Der einjährige Freilandversuch wurde auf dem FreilandVersuchsgelände des Fraunhofer-Instituts für Bauphysik in Holzkirchen durchgeführt. Der Standort Holzkirchen, auf einer Höhe von ca. 680 m im Voralpenland gelegen, ist aufgrund folgender Klimabedingungen für Freilanduntersuchungen besonders geeignet: – hohe Schlagregenbelastung – hohe solare Einstrahlung – tiefe winterliche Temperaturen mit großen Schneemengen – hohe sommerliche Temperaturen – starke Temperaturwechsel Tag/Nacht – extreme Temperaturwechsel durch Föhn. Das langjährige Jahresmittel (1995 bis 2009) des Gesamtniederschlags in Holzkirchen beträgt 1190 L/m2. Das Jahresmittel von z. B. Würzburg (268 m ü. NN) liegt bei

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Bild 1. Nach Westen ausgerichtete Giebelseiten der identisch aufgebauten Versuchs-Häuser vor Aufbringung der untersuchten Beschichtungen Fig. 1. West-facing gable wall of identically built test houses prior to the application of exterior test coatings

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nylbenzol-Harz (Bond Elut PPL der Firma Varian). Die Extrakte wurden direkt mittels HPLC-Tandem-MS vermessen. Für die Auswertung wurde aus im Labor hergestellten wässrigen Proben mit unterschiedlichen Wirkstoffkonzentrationen nach der gleichen Vorgehensweise eine Kalibrationsreihe erstellt. Über die in die Fassade integrierten Schlagregenmesser wurde die auf die Beschichtung auftreffende Regenmenge erfasst (Bild 2). Durch eine auf dem Testgelände befindliche Wetterstation standen auch weitere Klimadaten wie Normalregen und Temperatur zur Verfügung.

3 Ergebnisse und Diskussion 3.1 Schlagregenablauf

Bild 2. Direktansicht einer frisch hergestellten Versuchsfläche Fig. 2. Direct view of a freshly prepared test area Tabelle 1. Kennzahlen des verwendeten Oberputzes Table 1. Key data for the exterior coating applied Parameter

Kennzahl

Dichte

1,7–1,9 g/cm3

Diffusionsäquivalente Luftschichtdicke sd

0,05–0,08 m

Wasserdurchlässigkeitsrate w

< 0,05 kg/(m2h0,5)

Wasserdampfdiffusionswiderstandszahl μ

25–40

Tabelle 2. Wasserlöslichkeiten und n-Octanol/Wasser-Verteilungskoeffizienten (Angabe als log KOW) der Wirkstoffe Table 2. Water solubility and n-Octanol-water partition coefficient (stated as log KOW) of the active substances Wirkstoff

Löslichkeit in Wasser [mg/L]

log KOW [–]

Terbutryn [11]

3,5

IPBC [12]

168

2,4

OIT [12]

480

DCOIT [12] Diuron [13]

Während des 378 Tage dauernden Versuchszeitraums vom 19. Mai 2010 bis zum 1. Juni 2011 fanden 58 Regenereignisse mit analysierbaren Ablaufwassermengen (Ablaufvolumen > 1 L) statt. Insgesamt wurde im Beprobungszeitraum eine Gesamtniederschlagsmenge von 1150 L/m2 gemessen. Bei Haus 1 trafen insgesamt 429 L/m2 und bei Haus 2 483 L/m2 an Schlagregen auf die untersuchte Fassadenfläche auf. Das von der Fassade ablaufende Volumen ergab bei Haus 1 148,5 L/m2, bei Haus 2 131,6 L/m2. Dies entspricht 13 % vom Gesamtniederschlag und 35 % vom Schlagregen bei Haus 1 bzw. 11 % und 27 % bei Haus 2 (Tabelle 3). Tabelle 3. An den Testhäusern ermittelte Gesamtvolumina von Schlagregen und Fassadenablauf nach 378 Tagen Table 3. Total volume of driving rain and facade run-off determined at the test houses after a period of 378 days Parameter Normalregen

[L/m2]

Schlagregen

[L/m2]

Haus 1

Haus 2 1150

429

483

2,5

Verhältnis Normalregen : Schlagregen

2,7 : 1

2,4 : 1

4,9

Fassadenablaufwasser [L/m2]

148,5

131,6

2,8

Anteil Fassadenablauf vom Gesamtniederschlag [%]

Anteil Fassadenablauf vom Schlagregen [%]

organische Mikro-Polymermatrix (Aminoplast) mit Partikelgrößen von 10 bis 20 μm, in die die Wirkstoffe eingebettet sind und aus der sie in der Anwendung diffusionskontrolliert freigesetzt werden.

2.3 Probenahme und Analytik Bei jedem Regenereignis wurde das von der Fassade ablaufende Regenwasser über Sammelrinnen aufgefangen und die Volumina bestimmt. Untersucht wurden alle Ablaufwässer, deren Volumen 1 L überschritt. Die Probenahme erfolgte dabei täglich, außer an den Wochenenden. In Erwartung geringer Wirkstoffgehalte im Ablaufwasser zum Ende der Projektlaufzeit hin wurden während der gesamten Versuchsdauer die Wirkstoffe aus Aliquoten von 200 mL Volumen mittels Festphasenextraktion (SPE: Solid Phase Extraction) angereichert und die Extrakte bei Bedarf für die instrumentelle Analytik verdünnt, um eine gleichbleibende Behandlung der Proben sicherzustellen. Als Adsorbermaterial diente ein polar modifiziertes Polystyrol-Divi-

3.2 Wirkstoff-Freisetzung Die Flächenkonzentration je Wirkstoff in den Fassadenbeschichtungen beträgt 1600 mg/m2. Die kumulierten flächenbezogenen Austräge der unverkapselten Wirkstoffe liegen zwischen 189 mg/m2 bei OIT bzw. 187 mg/m2 bei Diuron und 13 mg/m2 bei DCOIT. Von den mikroverkapselt vorliegenden Wirkstoffen werden zwischen 78 mg/m2 bei OIT bzw. 75 mg/m2 bei IPBC und 10 mg/m2 bei DCOIT freigesetzt (Tabelle 4). Die ermittelten Austräge zeigen die erwarteten Querbeziehungen zu den jeweiligen qualitativen Stoffeigenschaften wie Wasserlöslichkeit und n-Octanol/Wasser-Verteilungskoeffizient (s. a. Tabelle 2). Je höher die Wasserlöslichkeit und je niedriger der n-Octanol/Wasser-Verteilungskoeffizient ist, desto höher ist generell die ausgetragene Wirkstoffmenge (s. a. [14]).

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Bei den eingesetzten Wirkstoffen zeigen sich bei Verkapselung deutlich geringere Austräge als bei „frei“ vorliegendem Wirkstoff. Bezogen auf die eingesetzte Wirkstoffmenge werden bei den frei vorliegenden Bioziden innerhalb des Beobachtungszeitraums maximal 11,8 % (OIT) eines Wirkstoffs ausgetragen, bei den anderen Wirkstoffen teilweise sogar deutlich weniger (Tabelle 4). Bei den verkapselt eingesetzten Bioziden ist dieser Anteil nochmals deutlich geringer und beträgt maximal 4,9 % (OIT).

Wie in früheren Projekten mit ähnlicher Fragestellung auch (z. B. [3]) zeigt sich, dass bei allen eingesetzten Wirk-

stoffen die größten Austräge innerhalb der ersten 10 bis 20 Regenereignisse erfolgen („Anfangsauswaschung“). Im Gegensatz zu den Ergebnissen aus Beregnungsversuchen im Labor (z. B. [4]) liegen diese Austräge allerdings auf deutlich niedrigerem Niveau, auch schon bei den freien Wirkstoffen. Die 10 bis 20 ersten Regenereignisse entsprechen bei den im Sommer 2010 herrschenden Witterungsverhältnissen einem Zeitraum von 21 bzw. 68 Tagen, also ca. 1 bis 2 Monate Exposition im Freiland. In Bild 4 wird dies exemplarisch für den Wirkstoff Diuron gezeigt, der, wie bereits erwähnt, sowohl frei als auch verkapselt jeweils in einer Konzentration von 1600 mg/m2 im Deckputz vorliegt. Der kumulierte Austrag des unverkapselten Diurons steigt hier innerhalb von 10 Regenereignissen auf 165 mg/m2 (10,3 % der eingesetzten Menge) an. Im weiteren Zeitverlauf werden dann nur noch relativ geringe und in der Stoffmenge konstante Austräge beobachtet. So steigt der kumulierte Austrag bis zum 20. Regenereignis auf 180 mg/m2 (11,3 %) und nimmt über den restlichen Beobachtungszeitraum nur noch geringfügig bis zu einem Wert von 187 mg/m2 (11,7 %) zum Ende des Beobachtungszeitraums zu. Auch bei den verkapselt eingesetzten Wirkstoffen trägt die Anfangsauswaschung maßgeblich zum Gesamtaustrag bei, jedoch auf signifikant niedrigerem Niveau. So beträgt hier der kumulierte Austrag von Diuron nach 10 Regenereignissen nur 19 mg/m2 (1,2 %) und somit gut zwei Drittel des letztlich experimentell erreichten Endaustrags von 28 mg/m2 (1,8 %). 28 mg/m2 entsprechen 15 % des Austrags an unverkapselt in die Beschichtung eingebrachtem Diuron. Bei Verwendung des kumulierten Schlagregens als Bezugsgröße für den kumulierten Austrag ergeben sich annähernd logarithmische Kurvenverläufe des Wirkstoffaustrags (Bild 5). Der kumulierte Schlagregen steht hierbei für die Wassermenge, die im Laufe der „Lebenszeit“ einer Fassade auf diese auftrifft und zum Austrag von Bioziden führen kann. Bei Kenntnis der für die einzelnen Wirkstoffe und die Fassadenbeschichtung jeweils charakteristischen logarithmischen Näherungsfunktion kann so in der Zukunft möglicherweise der Wirkstoffaustrag prognostiziert werden.

Bild 3. Vergleich der kumulierten Austräge der verkapselten und nicht verkapselten Wirkstoffe im Versuchszeitraum vom 19. Mai 2010 bis zum 1. Juni 2011 Fig. 3. Comparison of the cumulative release of encapsulated and non-encapsulated active substances during the trial period from 19th May 2010 to 1st June 2011

Bild 4. Entwicklung des kumulierten Diuron-Austrags über die Regenereignisse im Versuchszeitraum vom 19. Mai 2010 bis zum 1. Juni 2011 Fig. 4. Development of the cumulative Diuron release over the rain events in the trial period from 19th May 2010 to 1st June 2011

Tabelle 4. Absoluter [mg/m2] und anteilig auf die insgesamt eingesetzte Wirkstoffmenge bezogener Austrag [%] (1600 mg pro Wirkstoff und m2) Table 4. Absolute [mg/m2] and proportional release [%] (related to the total amount of active substances used, 1600 mg per active substance and m2) Wirkstoff

verkapselt

unverkapselt

[mg/m2]

[%]

[mg/m2]

[%]

Terbutryn

1,5

3,7

IPBC

4,7

135

8,4

OIT

4,9

189

11,8

DCOIT

0,6

0,8

Diuron

1,8

187

11,7

Die größte Reduktion des kumulierten Austrags durch die Mikroverkapselung der Wirkstoffe wird bei Diuron (85 %) festgestellt, gefolgt von OIT und Terbutryn (beide 59 %), IPBC (44 %) und DCOIT (23 %). Die kumulierten Austräge der verkapselten Wirkstoffe liegen dabei nach einem Jahr mit Werten zwischen 78 mg/m2 bei OIT bzw. 75 mg/m2 bei IPBC und 10 mg/m2 bei DCOIT deutlich unter den Werten der Vergleichsflächen mit nicht verkapselten Wirkstoffen (Bild 3).

3.3 Zeitlicher Verlauf des Wirkstoffaustrags

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Verhaltens biozider Wirkstoffe in Fassadenbeschichtungen zu gewinnen und damit dauerhafte, ressourcenschonende und umweltverträgliche Fassadenbaustoffe zu entwickeln. Literatur

Bild 5. Logarithmische Näherung des kumulierten Wirkstoffaustrags am Beispiel Terbutryn Fig. 5. Logarithmic approximation of the cumulative active substances release using the example of Terbutryn

4 Fazit und Ausblick Nach jedem Regenereignis wurde das asservierte Ablaufwasser der Fassaden auf seine Wirkstoffgehalte hin untersucht. Dabei konnten die eingesetzten Biozide in unterschiedlichen Mengen nachgewiesen werden. Die Ergebnisse des einjährigen Freilandversuches zeigen exemplarisch, dass durch den Einsatz von mikroverkapselten bioziden Wirkstoffen in Kombination mit einem stark hydrophoben Putzsystem der Biozid-Austrag durch Schlagregen aus Fassadenbeschichtungen im Vergleich zum Einsatz von unverkapselten Bioziden erheblich reduziert werden kann. Besonders die bei frei vorliegenden Wirkstoffen starke sog. „Anfangsauswaschung“ wird durch die Verkapselung deutlich vermindert. Die Verwendung mikroverkapselter biozider Wirkstoffe in organischen Fassadenbeschichtungen stellt sich damit als effektiver Ansatz dar, den unerwünschten Eintrag von bioziden Wirkstoffen in die Umwelt zu verringern. Aus der aktuell noch laufenden experimentellen Bestimmung der Wirkstoff-Restgehalte in den Beschichtungen wird zudem noch weiterer Aufschluss über Fragen zur Dauerhaftigkeit erwartet, der über den bisherigen Wissensstand, der lediglich „frei“ vorliegende Wirkstoffe umfasst, hinaus geht. So wird z. B. erwartet, dass empfindliche, also unter Witterungseinfluss reaktive Wirkstoffe durch die Mikroverkapselung auch besser geschützt sind und so innerhalb der Beschichtung länger stabil erhalten bleiben. Mikroverkapselte Wirkstoffe eröffnen somit die Möglichkeit, im Sinne der Nachhaltigkeit die Dauerhaftigkeit von Fassadenbeschichtungen gegen mikrobiellen Bewuchs zu erhöhen und Renovierungszyklen zu verlängern. Weiterführende experimentelle Arbeiten befassen sich derzeit auch mit Phänomenen wie der Verteilung von Wirkstoffen innerhalb von Fassadenflächen durch Migration (hervorgerufen durch Trocknungsvorgänge etc.). Darüber hinaus ist geplant, an mineralisch beschichteten Vergleichsflächen noch Regenwasser-„Ablaufmengen“ zu bestimmen, um den Einfluss von unterschiedlich hydrophoben Beschichtungen auf die „Wasserzugänglichkeit“ der Wirkstoffe in der Beschichtung charakterisieren zu können. Insgesamt sollen die hier vorgestellten und noch geplanten Arbeiten dazu beitragen, ein umfassendes Verständnis des

[1] Deutsche Energie Agentur: Energieeffiziente Gebäude. http://www.dena.de/themen/thema-bau/, Stand: 22. Juli 2011. [2] Verordnung zur Änderung der Energieeinsparverordnung, vom 29. April 2009. Bundesgesetzblatt Jg. 2009 Teil I Nr. 23 (2009), S. 954–989. [3] Schwerd, R., Scherer, C. R., Krueger, N., Hofbauer, W., Mayer, F., Breuer, K.: Dauerhaftigkeit von bioziden Wirkstoffen in Fassadenbeschichtungen. Tagung Bauchemie 2010, Dortmund 7.–8. Oktober 2010, GDCh-Monographie, Bd. 42 (2010), S. 77–84. [4] Burkhardt, M., Junghans, M., Zuleeg, S., Schoknecht, U., Lamani, X., Bester, K., Vonbank, R., Simmler, H., Boller, M.: Biozide in Gebäudefassaden – ökotoxikologische Effekte, Auswaschung und Belastungsabschätzung für Gewässer. Umweltwissenschaften und Schadstoff-Forschung 21 (2009), S. 536–547. [5] Schoknecht, U.: Auswaschbarkeit von Biozidwirkstoffen aus Fassadenbeschichtungen – welche Erkenntnisse bringen Laboruntersuchungen? In: Venzmer, H. (Hrsg.): Forum Altbausanierung 2. Biofilme und funktionale Baustoffoberflächen, Fraunhofer IRB Verlag, 2008, S. 111–119. [6] Burkhardt, M., Zuleeg, S., Marti, T., Vonbank, H., Simmler, H., Boller, M.: Auswaschung aus Fassaden versus nachhaltige Regenwasserentsorgung? In: H. Venzmer, Forum Altbausanierung 2. Biofilme und funktionale Baustoffoberflächen, Fraunhofer IRB Verlag, 2008, S. 101–110. [7] Burkhardt, M., Schmidt, P.: Gebäudefassaden als Quelle für Gewässerverschmutzung, Ökoskop 1/09 (2009), S. 10–12. [8] DIN 4108-3:2001-07 Wärmeschutz und Energieeinsparung in Gebäuden. Teil 3: Klimabedingter Feuchteschutz, Anforderungen, Berechnungsverfahren und Hinweise für Planung und Ausführung. [9] DIN EN ISO 15927-3:2009-08 Wärme- und feuchteschutztechnisches Verhalten von Gebäuden – Berechnung und Darstellung von Klimadaten – Teil 3: Berechnung des Schlagregenindexes für senkrechte Oberflächen aus stündlichen Wind- und Regendaten. [10] DIN EN 15824:2009-10 (D) Festlegungen für Außen- und Innenputze mit organischen Bindemitteln; Deutsche Fassung EN 15824:2009. [11] Industrieverband Agrar IVA (Hrsg.): Wirkstoffe in Pflanzenschutz- und Schädlingsbekämpfungsmitteln – Physikalischchemische und toxikologische Daten. 2., neubearb. Aufl. München: BLV-Verlag, 1990. [12] Paulus, W. (ed.): Microbicide Data. In: Directory of Microbicides for the Protection of Materials. Springer: New York, 2005. [13] European Commission Joint Research Centre, ESIS European chemical Substances Information System, Stand 18. August 2011. http://esis.jrc.ec.europa.eu/doc/existing-chemicals/ IUCLID/data_sheets/330541.pdf [14] Schoknecht, U., Gruycheva, J., Mathies, H., Bergmann, H., Burkhardt, M.: Leaching of Biocides Used in Facade Coatings under Laboratory Test Conditions. Environmental Science and Technology 43 (2009), pp. 9321–9328.

Autoren dieses Beitrages: Dr. rer. nat. Klaus Breuer, Dr. rer. nat. Florian Mayer, Dipl.-Chem. Christian Scherer, Dr.-Ing. Regina Schwerd, Prof. Dr.-Ing. Klaus Sedlbauer Alle: Fraunhofer-Institut für Bauphysik, Standort Holzkirchen, Fraunhoferstraße 10, 83626 Valley

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Fachthemen Andreas Nicolai

DOI: 10.1002/bapi.201200004

Der generalisierte COND-Algorithmus zur hygrothermischen Bewertung von Konstruktionen Mittels des COND-Berechnungsalgorithmus können eindimensionale Konstruktionsaufbauten hinsichtlich des hygrothermischen Verhaltens in der Kondensationsperiode bewertet werden. In Ergänzung zum Standardverfahren (Glaser) nach DIN 4108-3 berücksichtigt COND den kapillaren Transport von Kondensat. Damit lässt sich der Feuchteschutznachweis auch für moderne praxisbewährte Innendämmsysteme führen, die nach Glaser nicht nachweisfähig sind. Der Berechnungsalgorithmus wird in der überarbeiteten, allgemeingültigen Form detailliert und vollständig dargestellt und beschrieben. Das Materialmodell und eingeführte Vereinfachungen werden diskutiert. Abschließend werden Einsatzbereiche und Grenzen des Verfahrens erläutert. With the COND algorithm architects and engineers may evaluate one-dimensional constructions with respect to their hygrothermal behavior within a condensation peroid. COND considers, in contrast to the standard method (Glaser-method) according to DIN 4108-3, the capillary transport of interstitial condensate. The method allows hygrothermal verification of constructions, including modern internal insulation systems. Such systems, proven to be effective in practice but not verifiable with the Glaser method, may be analyzed and certified with the COND method. The article includes a full and detailed description of this computational algorithm. The paper discusses the material model and introduced simplifications, and concludes with a review on application fields and limits of the method.

1 Einleitung Die Motivation für die Entwicklung des hier vorgestellten Berechnungsalgorithmus sind die Unzulänglichkeiten des Glaser-Schemas beim Nachweis von Konstruktionen mit kapillaraktiven Materialien. Obwohl solche Konstruktionen baupraktisch unbedenklich sein können, ist es jedoch nicht möglich, einen entsprechenden Nachweis mit Hilfe der DIN 4108-3 zu führen. Im Gegensatz zum Dampfdiffusionsschema nach Glaser berücksichtigt das CONDVerfahren den kapillaren Transport von Kondensat. Die Berechnungsmethode ist daher primär für den Nachweis von Konstruktionen mit kapillaraktiven Innendämmungen geeignet. Der originale COND-Algorithmus wurde in der ersten Fassung bereits vor knapp 30 Jahren entwickelt und in einer Reihe von Publikationen vorgestellt [3]. Eine erste Umsetzung des Algorithmus in eine DOS-basierte Berechnungssoftware erhielt 1989 den Namen COND [4]. In der

Folge wurde das Verfahren bezüglich einzelner Effekte, z. B. Oberflächenkondensation erweitert. 2002 erfolgte eine Überarbeitung der Gleichungen und eine Erweiterung der analytischen Lösung auf eine beliebige Anzahl benachbarter Kondensatebenen [6]. Einhergehend war die Entwicklung einer zeitgemäßen Windows-Version des Programms unter dem Namen COND 2002. Das COND-Verfahren ist an die Fälle 1–3 der DIN 4108-3 angelehnt und kann mehrschichtige Konstruktionen mit einzelnen Kondensatebenen (K-Ebenen) bzw. zusammenhängenden Kondensationsbereichen abbilden. Bei der energetischen Ertüchtigung von Bestandsbauten werden die Konstruktionsaufbauten jedoch zunehmend komplexer und es können auch getrennte K-Ebenen auftreten. Dies ist vorrangig bei Konstruktionen mit Luftschichten und unvollständiger Hinterlüftung zu beobachten. Der bisherige COND-Algorithmus, zuletzt zusammenhängend durch Häupl dargestellt [2], kann derartige Konstruktionen nicht abbilden. Daher wurde eine generelle Form des Verfahrens entwickelt, um Konstruktionen mit beliebiger Verteilung des inneren Kondensats berechnen zu können. Die Berechnungsmethode ist ein analytisches Verfahren und daher nicht berechnungsintensiv. Wenige Eingabeparameter werden benötigt und eine direkte Bewertung der Konstruktion mit den Kriterien der Norm ist möglich. Dieses sind die wesentlichen Vorteile der Methode gegenüber zeitgemäßen numerischen Berechnungsverfahren wie DELPHIN [7] oder WuFi [5]. Letztere verlangen wesentlich komplexere Eingaben sowie bedingen eine aufwändige Ergebnisinterpretation. Dadurch kann die CONDMethode zwischen Glaserverfahren für Standardkonstruktionen und detaillierten numerischen Simulationen für Konstruktionsdetails eingeordnet werden.

2 Hygrothermisches Materialmodell Das COND-Verfahren verwendet ein idealisiertes Materialmodell, welches die Grundlage des Berechnungsalgorithmus darstellt.

2.1 Materialparameter und Feuchtespeicherfunktion Grundlage des dargestellten Berechnungsalgorithmus ist ein vereinfachtes Materialmodell für kapillarporöse Baustoffe. Wie beim Glaserverfahren werden die Kenngrößen Wärmeleitfähigkeit bei Ausgleichsfeuchte λ80 und Wasser-

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Bild 1. Sorptionsisotherme (a) und Flüssigwasserdiffusivitätsfunktion (b) Fig. 1. Sorption isotherm (a) and liquid water diffusivity function (b)

dampfdiffusionswiderstandsfaktor μ verwendet. Weiterhin werden drei feuchtebezogene Materialparameter benötigt: – Ausgleichsfeuchtegehalt w80 (Feuchtegehalt bei 80 % relativer Luftfeuchte), – Sättigungsfeuchtegehalt wsat (Feuchtegehalt am Ende der kapillaren Aufsättigung, z. B. am Ende eines Aufsaugversuchs) und – Wasseraufnahmekoeffizient Aw. Diese Materialparameter müssen für jede Schicht der betrachteten Konstruktion gegeben sein. Im Berechnungsalgorithmus werden anstelle der Feuchtemassendichten volumetrische Feuchtegehalte θ = w/ρw verwendet, wobei ρw die Dichte von Wasser ist. Zur Beschreibung der Feuchtespeicherung in Baustoffen wird eine vereinfachte Sorptionsisotherme nach Gleichung (1) und (2) entsprechend verwendet (siehe Bild 1a).

θ(ϕ) =

θ80 ϕ ϕ80 θsat – θhyg 1 – ϕ hyg

(ϕ – ϕ hyg ) + θhyg

für ϕ ≤ ϕ hyg

(1)

für ϕ > ϕ hyg

(2)

meleitfähigkeit λ zunimmt. COND berechnet den Feuchtegehalt im Material und kann so als Erweiterung zum Glaser-Verfahren auch die Wärmeleitungseigenschaften feuchter Konstruktionsschichten nach Gleichung (4) berechnen.

λ(θ) = λ dry + λ w θ

Dieser Gleichung liegt die Annahme zugrunde, dass sich die Wärmeleitfähigkeit bei zunehmender Feuchtesättigung auch der Wärmeleitfähigkeit von Wasser λw annähern muss. Die Wärmeleitfähigkeit des trockenen Materials λdry = λ80 – λwθ80 wird aus dem gegebenen λ80-Wert zurückgerechnet (siehe Bild 2). Im Berechnungsalgorithmus wird die Wärmeleitfähigkeit jeder Schicht der Konstruktion, basierend auf dem mittleren Feuchtegehalt der Konstruktionsschicht, berechnet. Dampfdiffusion wird analog zum Glaser-Dampfdruckschema mittels der Transportgleichung (5) unter Verwendung der Dampfleitfähigkeit in Luft δv ≅ 1,85 × 10–10 s (aus DIN 4108-3, δv = (1,5 × 106 · 3600)–1 kg/s m Pa) berechnet.

gv = –

Im überhygroskopischen Bereich wird mit ansteigender relativer Luftfeuchte zunehmend Kapillarkondensat gebildet, welches sich im signifikanten Anstieg des Gesamtfeuchtegehalts ausdrückt. Im hygroskopischen Bereich wird der Verlauf der Sorptionsisotherme durch eine Gerade angenähert. Der hygroskopische Maximalfeuchtegehalt θhyg ist dabei der Feuchtegehalt bei ϕhyg = 95 % und wird mit der Gleichung (1) θhyg = θ(ϕhyg) berechnet.

(4)

δ v dp v μ dx

(5)

2.2 Wärme und Feuchtetransportparameter Gleichung (3) wird für die Beschreibung der eindimensionalen Wärmeleitung in Baustoffen verwendet.

q = –λ

dT dx

(3)

Dabei beeinflusst Kapillarkondensat vor allem die Wärmeleitfähigkeit, da mit zunehmendem Feuchtegehalt die Wär-

Bild 2. Feuchteabhängige Wärmeleitfähigkeit Fig. 2. Moisture dependent thermal conductivity

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Der kapillare Feuchtetransport wird durch einen Diffusivitätsansatz (6)

g w = –ρw D

dθ dx

(6)

Die Flüssigwasserdiffusivitätsfunktion Dᐉ wird dabei als lineare Funktion (8) des Feuchtegehalts bis zum Sättigungsfeuchtegehalt θsat angenommen (siehe Bild 1b). Im hygroskopischen Bereich (7) ist der Kapillartransport von geringerer Bedeutung und wird vernachlässigt.

D (θ) = 0 = k  (θ – θsat )

für θ ≤ θhyg

(7)

für θ > θhyg

(8)

Der Anstieg kᐉ der Diffusivitätsfunktion wird durch den semi-empirischen Zusammenhang mit dem Wasseraufnahmekoeffizient Aw abgeschätzt. Dabei wurde der Anpassungsfaktor 5 × 10–8 in Simulationsrechnungen mit detaillierten hygrothermischen Materialmodellen als Mittelwert für typische kapillarporöse Baustoffe kalibriert.

k  = 5 × 10−8

A 2w (θsat – θhyg )3

(9)

Die Gesamtfeuchtestromdichte (10) ist die Summe aus Dampf und Flüssigwasserstromdichte.

gw+v = –

δ v dp v dθ – ρw D  μ dx dx

(10)

nen in Bereichen der Konstruktion zu Kondensat und somit zu einer Anreicherung von Feuchte führen. In diesem Fall werden beim COND-Verfahren innerhalb der Konstruktion zusätzlich zu Dampfströmen auch Flüssigwasserströme (Kapillartransport) betrachtet. Dampfströme und Flüssigwasserströme ergeben zusammen den Gesamtfeuchtestrom durch die Konstruktion. Im COND-Algorithmus wird von einem tatsächlich erreichten stationären Gleichgewichtszustand ausgegangen, d. h. die Gesamtfeuchteströme sind in der Konstruktion überall konstant und gleich groß (siehe Bild 3). Treten in Materialschichten kapillare Ausgleichsströme auf, so müssen Flüssigwasserund Dampfstromdichten zusammen stets die Gesamtfeuchtestromdichte ergeben. Im ersten Teil des Berechnungsverfahrens wird die Feuchteverteilung im stationären Zustand und die in der Konstruktion gespeicherte Kondensatmasse berechnet. Unter Verwendung einer Aufladungsfunktion wird der am Ende der Kondensationsperiode zu erwartende Kondensatgehalt abgeschätzt. Dieser kann dann für den Feuchteschutznachweis verwendet werden und stellt auch die Grundlage für die Berechnung der Trocknungszeit dar.

3.2 Berechnung des Temperaturprofils Das Temperaturprofil in einer mehrschichtigen Konstruktion wird entsprechend DIN 4108-3 berechnet, wobei feuchteabhängige Wärmeleitfähigkeiten verwendet werden. Zur Einführung der Schichtindizierung (siehe Bild 4) und im folgenden verwendeter Benennungsregeln wird dieser Algorithmus kurz skizziert.

3 Berechnungsalgorithmus 3.1 Grundprinzip Der Berechnungsalgorithmus basiert wie das Glaserschema auf einer stationären Betrachtung der Konstruktion während der Kondensations- und Trocknungsperiode, d. h. es wird von konstanten Feuchtestromdichten ausgegangen. Dabei werden die Dampfströme in die Konstruktion und aus der Konstruktion bilanziert. Die Feuchteströme könBild 4. Stationäres Temperaturprofil/ Indizierung der Schichten und Schichtgrenzen Fig. 4. Steady-state temperature profile/numbering scheme for layers and interfaces

Bild 3. Stationäre Feuchteströme innerhalb der Konstruktion im COND-Verfahren Fig. 3. Steady-state moisture flux densities within the construction in the COND-method

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Für jede Materialschicht k wird aus der Schichtdicke dk und der Wärmeleitfähigkeit λk der Wärmedurchlasswiderstand RT,k der Konstruktionsschicht berechnet (11). Der Wärmetransmissionswiderstand R ergibt sich unter Verwendung der Wärmeübergangwiderstände RÜ,i und RÜ,e als Summe aller Widerstände (12). Aus Temperaturdifferenz zwischen Innen- und Außentemperatur Ti und Te und Wärmetransmissionswiderstand berechnet sich die stationäre Wärmestromdichte q (13). Damit können nun die Schichtgrenztemperaturen Te,k bzw. Ti,k berechnet werden (14).

R T,k =

dk λk

(11)

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R = R Ü ,i +

∑ R T , k + R Ü ,e

(12)

k =1

Ti – Te R

(13)

g v,k =

⎛ Te, k = Ti – q ⎜ R Ü,i + ⎜⎝

⎞

∑ R T,k ⎟⎟ = Ti,k+1 j=1

⎠

mit k = 0, 1, …n

(14)

Die Temperatur ist eine kontinuierliche Größe, daher gilt Te,k = Ti,k+1. Die Berechnungsgleichung (14) lässt sich durch schichtweise Integration der Wärmeleitungsgleichung (3) ableiten, wodurch die Wärmestromdichte durch die Schicht k erhalten wird (15).

q k = –λ x e,k

∫

und die Dampfdiffusionsstromdichte durch Schicht k berechnet (Ableitung analog zu Gleichung (15) durch Integration der Dampfdiffusionsstromdichte über die gesamte Schichtdicke dk ).

dT dx Te,k

dx = –λ

x i ,k

∫

R v,k

Bei der Berechnung der Flüssigwasserstromdichte durch eine Schicht müssen nun verschiedene Fälle betrachtet werden (siehe Bild 5). Sobald an einer Schichtgrenze Kondensat auftritt, wird von einer Durchfeuchtung im Sinne überhygroskopischer Feuchte gesprochen. Im Falle einer ausschließlich hygroskopisch durchfeuchteten Schicht (Bild 5, Fall a) gibt es keine Flüssigwasserströme, d. h. gw,k = 0. Bei den anderen beiden Fällen (einseitig bzw. beidseitig durchfeuchtete Schicht) wird die Flüssigwasserstromdichte durch das Bauteil durch Integration der lokalen Flüssigwasserstromdichte gw(x) aus Gleichung (6) über die gesamte Schicht berechnet. Dies wird am Beispiel einer rechtsseitig durchfeuchteten Konstruktion gezeigt (Bild 5, Fall b):

Ti, k – Te, k R T,k

θe,k

x e ,k

Ti ,k

qk =

p i , k – p e, k

(15)

g w,k

∫

dx = –ρw

∫

D  dθ

θi ,k

x i ,k

θhyg

= –ρw

Durch Einsetzen und sukzessive Elimination der Schichtgrenztemperaturen erhält man Gleichung (14).

∫

θe,k

 =0

3.3 Berechnung des stationären Feuchteprofils

g w,k d k

In Analogie zur Berechnung der Wärmedurchlasswiderstände wird zunächst der schichtbezogene Dampfdiffusionswiderstand Rv,k definiert

R v,k =

μ kdk δv

g w,k

∫

D  d θ – ρw

θi ,k

D  dθ

θhyg θ

⎤ e,k ⎡ θ2 = –ρw k  ⎢ – θhyg θ ⎥ ⎦θhyg ⎣2 2 ⎤ ⎡ θe2, k θhyg ⎥ = –ρw k  ⎢ – θhyg θe, k + 2 ⎥ ⎢⎣ 2 ⎦ 2 ρw k  θ – θhyg =– 2d k e, k

(

)

Bild 5. Fallunterscheidung bei der Berechnung der Feuchtestromdichten Fig. 5. Cases for calculation of moisture flux densities

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Es wird nun der Flüssigwasserdiffusionswiderstand Rw,k = dk/ρwkᐉ und die überhygroskopische Durchfeuchtungshöhe Δθe,k = θe,k – θhyg eingeführt. Es ergeben sich folgende Gesamtfeuchtestromdichten für die 4 betrachteten Fälle:

g w + v,k =

p i , k – p e, k R v,k

nur hygroskopische Feuchte =

p i , k – p e, k R v,k

–

Δθe2, k 2R w , k

θk θ = ϕ = k +1 θhyg θhyg

rechtsseitig durchfeuchteet pe,k = psat,i,k =

p i , k – p e, k R v,k

Δθi2, k

p i , k – p e, k R v,k

Δθi2, k 2R w , k

–

Δθe2, k 2R w , k

bedingt durchfeuchtet, pi,k = psat,i,k , pe,k = psat,i,k

(16)

θ k – θhyg, k θsat , k – θhyg, k

Es ist klar erkennbar, dass die Flüssigwasserströme die Gesamtfeuchtestromdichte entsprechend der Durchfeuchtungshöhe vergrößern bzw. reduzieren. Gleichzeitig muss berücksichtigt werden, dass der Dampfdruck an einer Schichtgrenze mit Kondensat den Sättigungsdampfdruck psat nicht überschreiten darf. Der Sättigungsdampfdruck wird mit den vorher berechneten Schichtgrenztemperaturen berechnet. Gleichung (16) gilt allgemein für alle Fälle, wenn Δθ2i,k = 0 bzw. Δθ2e,k = 0 bei ausschließlich hygroskopischer Feuchte gesetzt wird. Die Gleichung kann nun nach der Dampfdruckdifferenz Δpk = pi,k – pe,k umgestellt werden.

⎛ Δθi2, k Δθe2, k ⎞ Δp k = R v , k g w + v , k – R v , k ⎜ – ⎟ ⎝ 2R w , k 2R w , k ⎠

⎛ Δθ2

Δθ2

⎞

∑ R v,k – ∑ R v,k ⎜⎝ 2R wi,k,k – 2R we,k,k ⎟⎠ k =1  

(1 – ϕ ) + ϕ hyg

hyg =

θ k +1 – θhyg, k +1 θsat , k +1 – θhyg, k +1 θ k – θhyg, k =

(1– ϕ )+ ϕ

θsat , k – θhyg, k θsat , k +1 – θhyg, k +1  

hyg

(θ

k +1

hyg

– θhyg, k +1

)

= Gk

(20)

Nun können die linksseitigen Durchfeuchtungshöhen θi,k in Gl. (16) entsprechend durch θ2i,k = θ2e,k–1/G2k–1 ersetzt werden.

gw+v =

n ⎛ Δθe2, k –1 Δθe2, k ⎞ R v , k Δp1..n + – ⎜ ⎟ R v ,1..n k =1 ⎝ 2R w , k G2k −1 2R w , k ⎠ R v ,1..n

∑

(21)

(17)

Die Summation über alle Schichten ergibt dann die Gesamtdampfdruckdifferenz über alle Schichten Δp1..n = Σnk=1 Δpk.

Δp1..n = g w + v

(19)

Gleichermaßen kann die relative Luftfeuchte in aneinandergrenzenden Schichten auch im überhygroskopischen Bereich, d.h. bei Kapillarkondensation an der Schichtgrenze gleichgesetzt werden (gezeigt in Bild 6). Entsprechend der linearisierten Sorptionsisotherme (2) ergibt sich Gleichung (20).

2R w , k

linksseitig durchfeuchtet p i,k = psat,i,k =

ßerung bzw. Verringerung der Gesamtfeuchtestromdichte durch auftretendes Kapillarkondensat. Für die Berechnung des Feuchteprofils ist es nun hilfreich, die Durchfeuchtungshöhen jeweils bezogen auf die linke Seite einer Konstruktionsschicht anzugeben. Da der Feuchtegehalt im Gegensatz zu Temperatur und Dampfdruck keine kontinuierliche Größe ist, können an Schichtgrenzen Sprünge im Feuchtegehalt auftreten (siehe Bild 6). Die relative Luftfeuchtigkeit muss beidseitig der Schicht gleich sein, sodass Gleichung (19) im hygroskopischen Bereich gilt.

Im originalen COND-Algorithmus von Häupl wurden nun die unbekannten Durchfeuchtungshöhen Δθe,k durch Umformung benachbarter Schichtgleichungen und Einsetzen eliminiert, bis die Gesamtfeuchtestromdichte gw+v ausschließlich durch bekannte Größen ausgedrückt werden konnte. Eine Einschränkung dieses Verfahrens war die Bedingung, dass ausschließlich benachbarte Konden-

(17)

k =1

R v ,1.. n

Umgestellt nach der im stationären Zustand konstanten Feuchtestromdichte gw+v ergibt sich Gleichung (18).

gw+v =

n ⎛ Δθ 2 Δθe2, k ⎞ R v , k Δp1..n i, k + – ⎜ ⎟ R v ,1..n k =1 ⎝ 2R w , k 2R w , k ⎠ R v ,1..n 

∑

(18)

Häupl'scher Kapillarleitungsterrm

Der erste Term entspricht der aus dem Glaserverfahren bekannten stationären Dampfstromdichte durch die Konstruktion. Der zweite, nach dem ursprünglichen Autor des COND-Verfahrens benannte Term, beschreibt die Vergrö-

Bauphysik 34 (2012), Heft 1

Bild 6. Unstetigkeit im Feuchtegehalt zwischen zwei Materialschichten Fig. 6. Discontinuity of moisture content between two material layers

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sationsebenen (K-Ebenen) berücksichtigt werden konnten, vergl. [6] Gl. (83). Bei der in diesem Artikel beschriebenen allgemeingültigen Variante des COND-Algorithmus werden gw+v sowie auch die Durchfeuchtungshöhen durch Lösung eines Gleichungssystems bestimmt, wobei auch getrennte Kondensatebenen auftreten können. Unter Beachtung der oben eingeführten Fallunterscheidung sind alle Δθe,k = 0, falls am rechten Rand der Schicht k kein Kondensat aufgetreten ist. Nun wird die Substitution Uk = Δθ2e,k eingeführt. Unter der Annahme von m K-Ebenen ergeben sich m + 1 Unbekannte, die m unbekannten Uk und die Gesamtfeuchtestromdichte gw+v. Zur Vervollständigung des Gleichungssystems werden nun zusätzliche Gleichungen aufgestellt, indem die Summation der Gleichung (17) jeweils bis zu einer Schichtgrenze m durchgeführt wird.

Schichtgrenze. Durch Summation bis zur ersten Schichtgrenze (1. Gleichung), dritten Schichtgrenze (2. Gleichung) und über alle Schichten (3. Gleichung) ergibt sich folgendes Gleichungssystem:

m ⎛ Δp1..m U k –1 U k ⎞ R v,k + – ⎜ ⎟ R v ,1..m k =1 ⎝ 2R w , k G2k −1 2R w , k ⎠ R v ,1..m

Die Dampfdruckdifferenzen bis zu den Kondensatebenen Δp1 und Δp1..3 werden wiederum als Differenz aus innenseitigem Dampfdruck und Sättigungsdampfdruck an der Schichtgrenze berechnet. Die Lösung des Gleichungssystems ist dann gültig, wenn alle Uk ≥ 0 und wenn die Gesamtfeuchtestromdichte positiv in Richtung des Dampfdruckgradienten verläuft (also von innen nach außen bei üblichen DIN 4108-3 Randbedingungen). Die so berechneten Uk-Werte können über die __ _Rücksubstitution in die Durchfeuchtungshöhen Δθe,k = √Uk überführt werden. Für die Berechnung der Feuchteverteilung wird nun noch die Ausbreitung des Kapillarkondensats berechnet. Dabei wird wieder zwischen einer teilweise durchfeuchteten Schicht und einer vollständig durchfeuchteten Schicht unterschieden (Bild 5 b und c). Für den Fall einer einseitig durchfeuchten Schicht gilt es den Punkt zu bestimmen, an dem der Sättigungsdampfdruck erreicht wird. Unter der Annahme, dass die relative Luftfeuchte im gesamten überhygroskopisch durchfeuchteten Bereich ∼100 % ist (der konkrete Verlauf der Sorptionsisotherme im überhygroskopischen Bereich wird vernachlässigt), kann der Verlauf des Sättigungsdampfdruckes näherungsweise als linear angenommen werden. Der ideale Temperaturverlauf innerhalb der Schicht ist linear, jedoch würde der nichtlineare Zusammenhang zwischen Temperatur und Sättigungsdampfdruck zu einer gekrümmten Sättigungsdampfdruckkurve führen. Diese entspricht aber bei kleinen Temperaturunterschieden nahezu einem linearen Verlauf, welches die Vereinfachung rechtfertigt.

gw+v =

∑

Dabei ist m jeweils der Index einer Schicht mit rechtsseitiger K-Ebene. Anhand zweier Beispiele soll das Erstellen des Gleichungssystems verdeutlicht werden. In Beispiel 1 (Bild 7a) gibt es eine K-Ebene rechts der zweiten Schicht (m = 2). Es gibt zwei Unbekannte gw+v und U2, und die folgenden, dazugehörigen Gleichungen:

⎞ R v ,2 ⎛ Δp1..4 U2 U 2 ⎞ R v ,3 ⎛ 0 – – ⎜ ⎟ ⎜0– ⎟– 2R w ,2 ⎠ R v ,1..4 ⎝ 2R w ,3G22 R v ,1..4 R v ,1..4 ⎝ ⎠ R v ,2 ⎛ Δp U2 ⎞ g w + v = 1..2 – ⎜0– ⎟ 2R w ,2 ⎠ R v ,1..2 R v ,1..2 ⎝ gw+v =

Umgestellt ergibt sich das Gleichungssystem:

⎡ ⎢R v ,1..2 ⎢ ⎢ ⎢R ⎢ v ,1..4 ⎣

⎤ ⎥ 2R w ,2 ⎥ ⎡ U 2 ⎤ ⎡ Δp1..2 ⎤ = R v ,2 R v ,3 ⎥ ⎢⎣ g w + v ⎥⎦ ⎢⎣ Δp1..4 ⎥⎦ ⎥ + – 2R w ,2 2R w ,3G22 ⎥ ⎦ –

R v ,2

wobei Δp1..2 = pi – psat,e,2 und Δp1..4 = pi – pe ist. Im 2. Beispiel (Bild 7b) entstehen zwei getrennte Kondensatebenen, mit jeweils einer überhygroskopisch durchfeuchteten

⎡ R v ,1 ⎢R v ,1 – 2R w ,1 ⎢ ⎢ R v ,1 R v ,2 ⎢R + – ⎢ v ,1..3 2R w ,1 2R w ,2G12 ⎢ R v ,1 R v ,2 ⎢ + ⎢R v ,1..5 – 2R 2R w ,2 G12 w ,1 ⎢⎣ ⎡ U1 ⎤ ⎡ Δp1 ⎤ ⎢ ⎥ ⎢ ⎥ ⎢ U 3 ⎥ = ⎢ Δp1..3 ⎥ ⎣⎢ g w + v ⎥⎦ ⎢⎣ Δp1..5 ⎥⎦

⎤ ⎥ ⎥ ⎥ R v ,3 ⎥ – ⎥ 2R w ,3 ⎥ R v ,4 ⎥ R v ,3 + – 2R w ,3 2R w ,4 G32 ⎥⎥ ⎦

Bild 7. Beispiele für die Erstellung der Gleichungssysteme Fig. 7. Examples for composition of equation systems

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Der Verlauf der Dampfdruckkurve im hygroskopischen Bereich wird analog zum Glaserschema berechnet. Somit ergeben sich für den in Bild 5b gezeigten Fall die folgenden Funktionen für den Sättigungsdampfdruck im überhygroskopischen Bereich bzw. Dampfdruck im hygroskopischen Bereich.

(

psat , k ( x ) = psat ,i, k – psat ,i, k – psat,e, k

) dx

3.4 Beschreibung von Einstellvorgängen

im überh hygroskopischen Bereich x dk im hygroskopischen Bereich p k ( x ) = pi , l – g w + v R v , k

x ist hier die Koordinate vom linken Rand (x = 0) der Schicht k bis zum rechten Rand (x = dk ). An der Stelle x = dk – dovh des Übergangs vom hygroskopischen in den überhygroskopischen Bereich muss der Dampfdruck den Sättigungsdampfdruck erreichen, d. h. pk (dk – dovh) = psat,k (dk – dovh). Einsetzen der Gleichungen und Umstellen nach dovh liefert Gleichung (22) für die Durchfeuchtungsbreite dieser Schicht.

dovh

⎛ pi, k – psat ,e, k ⎜ gw+v – R v,k = d k ⎜⎜ – psat ,e, k p ⎜ g w + v – sat ,i, k ⎜⎝ R v,k

⎞ ⎟ ⎟ ⎟ ⎟ ⎟⎠

(22)

Mit bekannten Durchfeuchtungshöhen und -breiten kann nun die Feuchteverteilung bestimmt werden. Dazu wird die Gesamtfeuchtestromdichtegleichung der Schicht k

gw+v = –

δ v dp v dθ – ρw D  μ dx dx

bis zu einer Stelle x integriert

(

θ( x ) – θhyg δ g w + v x = – v p( x ) – pi − ρw k  μ 2

(

)

und nach θ (x) umgestellt.

θ( x ) = θhyg + mit d k – d ovh

⎡ ⎤ δv p( x ) – pi ⎥ ⎢gw+ v x + μ ⎣ ⎦ ≤ x ≤ dk 2 ρw k 

(

)

(23)

Der Flächeninhalt dieser quadratischen Funktion entspricht der in dieser Schicht gespeicherten überhygroskopischen Feuchte, dem Kondensat. Integration der Gleichung (23) liefert somit die Kondensatmasse mw,k im stationären Zustand bezogen auf 1 m2 Wandfläche (24).

m w,k =

2 ρ d Δθ 3 w ovh, k e, k

(24)

m w,k =

Δθe3, k – Δθi3, k 2 ρw dovh, k 3 Δθe2, k – Δθi2, k

(25)

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Bei vollständig durchfeuchteten Schichten muss das Integral entsprechend über die gesamte Schichtbreite ausgeführt werden und es ergibt sich in diesem Fall die Kondensatmasse nach Gleichung (25). Die Gesamtkondensatmasse der Konstruktion im stationären Zustand ist dann die Summe aller Teilkondensatmassen mw,∞ = Σnk=1 mw,k.

Bauteile und Konstruktionen nähern sich, ausgehend von einem Anfangszustand, im Verlauf der Kondensationsperiode dem stationären Zustand an. Voraussetzung dafür ist die Annahme eines konstanten Sprungklimas, wie es in der DIN 4108-3 definiert ist. Bei diffusionsoffenen Konstruktionen, z. B. Konstruktionsaufbauten mit kapillaraktiven Innendämmsystemen, wird der stationäre Zustand bereits häufig innerhalb der Kondensationsperiode erreicht, sodass das oben bestimmte Ergebnis bereits das Endergebnis der Berechnung ist. Bei diffusionsdichten Konstruktionen kann der Einstellzeitraum länger sein. Die asymptotische Annäherung an den stationären Zustand wird über eine Aufladungsfunktion A (t) beschrieben.

⎛ g v ,1.. ki – g v , ke..n A( t ) = 1 – exp ⎜ – m w ,∞ ⎝

⎞ t⎟ ⎠

Die Kondensatmasse zu einem bestimmten Zeitpunkt ergibt sich dann nach Gleichung (26), wobei mw,∞ die Feuchtemasse im stationären Zustand ist.

m w ( t ) = A( t ) m w ,∞

(26)

Eine mögliche Ableitung der Aufladungsfunktion findet sich in [1], S. 526 ff. Grundlegende Annahme bei der Ableitung ist eine Skalierung der Durchfeuchtungshöhen und Durchfeuchtungsbreiten im gleichen Verhältnis. Dabei wird vorausgesetzt, dass sich Lage und Anzahl der Kondensationsebenen nicht ändern. Die Ableitung ergibt eine exponentielle Aufladungsfunktion A(t). Im Exponenten der Exponentialfunktion findet sich die Differenz der Dampfströme hinführend gv,1..ki und wegführend gv,ke..n vom Kondensationsbereich. Diese Feuchteakkumulationsrate ist bereits aus dem Glaserverfahren bekannt. Im Nenner steht die überhygroskopische Kondensatmasse im stationären Zustand. Mit steigendem Feuchtespeichervermögen der Konstruktion wird das Erreichen das stationären Zustands verzögert, sodass am Ende der Kondensationsperiode nur ein Anteil der stationären Feuchtemasse in der Konstruktion zu erwarten ist. Bei großem Ungleichgewicht der Dampfströme wird schneller Feuchtigkeit in den Kondensationsbereich eingetragen und die Zeit bis zum Erreichen des stationären Zustands verkürzt sich. Somit bildet die Aufladungsfunktion gleichermaßen Feuchtetransport und -speichereigenschaften der Konstruktion ab. In der originalen Variante des COND Algorithmus wurde zusätzlich noch eine hygroskopische Aufladung betrachtet. Diese spielt jedoch in der Praxis keine ausschlaggebende Rolle, da das hygroskopische Speichervermögen verglichen mit der überhygroskopischen Speicherkapazität vernachlässigbar klein ist. Außerdem wird so eine eher konservative Abschätzung der Kondensatmasse am Ende der Kondensationsperiode mw,60 = mw (t = 60d) erreicht.

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A. Nicolai · Der generalisierte COND-Algorithmus zur hygrothermischen Bewertung von Konstruktionen

3.5 Trocknungsprozesse Ähnlich wie bei der Berechnung der Kondensatmasse in der Kondensationsperiode könnte in der Trocknungsperiode auch die unterstützende Wirkung der Kapillarkräfte Berücksichtigung finden. Im COND-Verfahren wird jedoch das gleiche Verfahren wie bei der Glaser-Methode nach DIN 4108-3 angewendet. Das heißt, die Verdunstungsrate wird basierend auf konstant angenommenen Sättigungsdampfdrücken im Kondensationsbereich berechnet. Dabei sind jeweils die äußeren Kondensatebenen ki und ke maßgebend. Die Dampfdiffusionswiderstände aller zwischen Kondensationsbereich und Konstruktionsrand befindlichen Schichten werden aufsummiert und es ergibt sich die Trocknungsrate gv,s:

g v ,s =

ps – pi ps – pe + R v ,1.. ki R v , ke..n

Bei Verwendung des Sommerklimas nach DIN 4108-3 wird eine konstante Temperatur in der gesamten Konstruktion angenommen. Dadurch sind die Sättigungsdampfdrücke ps in der gesamten Konstruktion ebenfalls gleich groß. Die zur Trocknung der Konstruktion benötigte Zeit ts wird nun mittels der vorab bestimmten Kondensatmenge nach 60 Tagen berechnet.

ts =

m w ,60 g v ,s

4 Bewertung und Nachweisführung Das COND-Nachweisverfahren ist bewusst so angelegt, dass es in Analogie zum Glaser-Verfahren nach DIN 4108-3 mit entsprechend identischen Klimarandbedingungen verwendet werden kann. Die am Ende der Kondensationsperiode in der Konstruktion gespeicherte Feuchtemenge wird mit dem jeweils zulässigen Grenzwert verglichen. Da das COND-Verfahren explizit die kapillare Ausbreitung berücksichtigt, sollte der Grenzwert nach DIN 4108-3, § 4.2.1d verwendet werden, d. h. mw,60 ≤ 0.5 kg/m2. Für die Trocknung der Konstruktion gilt aufgrund des gleichen Rechenverfahrens auch der gleiche Grenzwert von maximal 90 Tagen: ts ≤ 90 d.

5 Kritische Diskussion des Verfahrens und Ausblick Die Ursprünge des COND-Verfahrens liegen in den 1980er Jahren. Es wurde entwickelt, um die Unzulänglichkeiten des Glaser-Verfahrens bei bestimmten Konstruktionsaufbauten auszugleichen und einen bautechnischen Nachweis dieser Konstruktionen zu ermöglichen. Für die analytische Lösung wurden zahlreiche Vereinfachungen und Idealisierungen eingeführt, die den Anwendungsbereich des Verfahrens eingrenzen. Dabei könnte das Verfahren in einzelnen Punkten noch verbessert werden. Zum Beispiel könnte der Verlauf der Diffusivitätsfunktion materialspezifisch gewählt werden, solange der Zusammenhang Δθ2ᐉ (Uk) noch unkompliziert auszuwerten ist. Materialspezifische Erweiterungen des Materialmodells unter Verwendung weiterer Materialparameter würden jedoch die Anwendbarkeit reduzieren, da zusätzliche Materialparameter in der praktischen Anwendung häufig nicht verfügbar sind.

Das Verfahren ist in der hier gezeigten Form nur noch eingeschränkt handrechenfähig, jedoch in einer Umsetzung in einem programmierten Berechnungsalgorithmus sehr leistungsfähig. Eine entsprechende Software, wie das gleichgenannte COND Programm, kann so verzögerungsfrei bei Eingabeänderung die Feuchteverteilung berechnen und den Feuchteschutznachweis erbringen. Hinsichtlich der Kondensatberechnung gilt es zu beachten, dass die verwendete Aufladungsfunktion für sehr dichte Konstruktionen mit hoher Feuchtespeicherfähigkeit zunehmend unplausible Feuchteverteilungen liefert. Daher sollte das Verfahren nur für Konstruktionen eingesetzt werden, bei denen der Unterschied zwischen Kondensatmasse nach 60 Tagen und stationärer Kondensatmasse eine Grenze nicht unterschreitet, d. h. mw,60 /mw,∞ > 10 %. Numerischer Berechnungsmethoden (DELPHIN, WuFi, etc.) und die derzeit verfügbare numerische Rechenleistung ermöglichen bereits jetzt instationäre Jahressimulationen eindimensionaler Konstruktionen innerhalb weniger Sekunden. Da diese Verfahren neben detaillierteren Materialmodellen auch realistische Klimadaten verwenden können, ist zu erwarten, dass das COND-Verfahren mittelfristig von diesen moderneren, numerischen Lösungsverfahren abgelöst wird. Voraussetzung dafür ist eine physikalisch fundierte und baupraktisch geprüfte Bewertungsmethodik, mit der numerische Simulationsergebnisse in konservative Nachweisgrößen überführt werden können. Andere Ansätze zur Verbesserung der Glaser-Verfahrens, zum Beispiel durch Verwendung von Monatsmittelwerten, verlangen ebenso nach einer Überarbeitung der für das extreme Blockklima gültigen Grenzwerte. Für den baupraktischen Einsatz ist das COND-Verfahren daher auch weiterhin aufgrund der geringen Eingabedatenanforderung und der Nachweisanalogie zur DIN 4108-3 interessant. Dabei ist das Verfahren primär für den Nachweis von kapillaraktiven Innendämmsystemen, bzw. thermisch aufgewerteten Konstruktionen im Altbau geeignet. Literatur [1] Häupl, P.: Ein analytisches Modell zum Feuchtedurchgang durch mehrschichtige Konstruktionen. In: Tagungsband des 11. Bauklimatischen Symposiums Dresden, 2002. [2] Häupl, P.: Bauphysik Klima Wärme Feuchte Schall Grundlagen, Anwendungen, Beispiele – Aktiv in MathCad. Verlag Ernst & Sohn, Berlin, 2008, S. 368–408. [3] Häupl, P., Stopp, H.: Feuchtetransport in Baustoffen und Bauwerksteilen. In: Luft- und Kältetechnik (19(1983)4, S. 202–207, 20(1984)1, S. 40–44, 20(1984)2, S. 104–107). [4] Häupl, P., Stopp, H., Strangfeld, P.: Softwarepaket COND zur Feuchteprofilbestimmung in Umfassungskonstruktionen. In: Bautenschutz und Bausanierung 12 (1989), S. S. 53–56. [5] Künzel, H.: Simultaneous Heat and Moisture Transport in Building Components, Fraunhofer–Institut für Bauphysik, Diss., 1994. [6] Nicolai, A.: Implementierung eines analytischen Verfahrens zur hygrothermischen Bewertung von mehrschichtigen Bauteilen, Technische Universität Dresden, Diplomarbeit, 2002. [7] Nicolai, A., Grunewald, J., Zhang, J. S.: Recent improvements in HAM simulation tools: Delphin 5 / CHAMPS-BES. In: Tagungsband des 12. Bauklimatischen Symposiums Dresden, 2007.

Autor dieses Beitrags: Dr. Andreas Nicolai, Institut für Bauklimatik, TU Dresden, 01062 Dresden

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Fachthemen Matúsˇ Josˇcˇák Walter Sonderegger Peter Niemz Reinhard Oppikofer Laura Lammar Thomas Schnider

DOI: 10.1002/bapi.201200005

Einfluss von Hohlräumen auf die Wärmeleitfähigkeit von ausgewählten Holzwerkstoffen für den Baueinsatz An ausgewählten Holzwerkstoffen (Buchenfurnier, MDF- und Spanplatten) wurde der Einfluss des Einbringens von Hohlräumen auf die Wärmeleitfähigkeit untersucht. Für die Versuche wurden die Platten in mehreren Lagen geschichtet (Lagendicke je nach Material 2,7 bis 5 mm) und die Aufbauten variiert, wobei Platten mit und ohne Hohlräume verwendet wurden. Um den Einfluss der Wärmestrahlung in den Hohlräumen zu untersuchen, wurden zusätzlich Aluminiumfolien (geringer Emissionsgrad) eingelegt. Es konnte festgestellt werden, dass durch das Einbringen von Hohlräumen (Volumenanteil ca. 46 %) eine Reduzierung der Wärmeleitfähigkeit um bis zu 51 % erreicht wird. Ein zusätzliches Einlegen von Aluminiumfolie quer zur Wärmestromrichtung reduziert die Wärmeleitfähigkeitswerte nochmals wesentlich (bis zu 64 %) aufgrund der stark reduzierten Wärmestrahlung in den Hohlräumen. Dies ist besonders ausgeprägt bei den Aufbauten mit größeren Hohlraumdicken. Um das Potential des Anbringens von Hohlräumen im Holzbauwesen zu nutzen, wurde ein Vorschlag für ein neues Produkt auf Holzbasis präsentiert. Influence of the air cavities on thermal conductivity of selected wood based materials and their application for building industry. On selected wood-based materials (beech veneer, MDF and particle board), the influence of inserting air cavities on the thermal conductivity was investigated. For the tests, the particular boards (board thickness: 2.7 to 5 mm according to the material) were layered in multiple layers by varying the assemblies and using boards with and without cavities. Additionally, aluminium foils (low emissivity) were inserted to investigate the influence of heat radiation in the cavities. It can be stated that inserting air cavities (approximately 46 % of core material) results in a reduction of thermal conductivity up to 51 %. An additional insertion of aluminium foils perpendicular to the direction of heat flow reduces the thermal conductivity once more significantly (up to 64 %) due to a strong reduced heat radiation within the cavities. This is particularly pronounced in the constructions with larger air cavity thicknesses. Additionally, a proposal of a new product based on wood has been presented to develop the potential of inserting cavities for timber construction.

1 Einleitung Die Tatsache, dass Luft eine sehr niedrige Wärmeleitfähigkeit hat, führte zur Entwicklung von Wandsystemen mit integrierten Luftschichten. In einer Fassade mit integrierter, geschlossener Luftschicht (nicht hinterlüfteter Hohlraum) kann dadurch eine Isolationsebene ohne Verwendung von Dämmstoffen erzeugt und der Wärmewiderstand des Bau-

teils wesentlich erhöht werden. Die Wärmeübertragung in einer geschlossenen Luftschicht ist von mehreren Faktoren abhängig, die zu berücksichtigen sind. Beim Wärmetransport im System Luft-Hohlraum unter realen Bedingungen treten mindestens zwei Wärmeübertragungsvorgänge – Konduktion und Radiation – auf. Konvektion entsteht erst ab einer bestimmten Dicke des Hohlraumes [5], [18]. Im Bauwesen wurden zahlreiche Messungen zur Bestimmung des Wärmetransports in Luftschichten durchgeführt. Bei einer Gebäudehülle ist der Wärmetransport meistens horizontal orientiert. Die Messungen zeigen, dass bis zu einer Hohlraumdicke von ca. 25 mm der Wärmetransport von der Wärmestromrichtung unabhängig ist. Über 25 mm bleibt der Wärmewiderstand aufgrund erhöhter Konvektion (Luftströmung) bei einem horizontalen bzw. von unten nach oben ausgerichteten Wärmetransport praktisch unverändert. Bei Hohlräumen mit großer Dicke ist deshalb das Auffüllen der Luftschichten mit einem Dämmstoff vorteilhafter [4], [7], [15], [18]. Der Einfluss von Luftschichten als Isolationsebenen (häufig mit reflektierender Beschichtung der Oberflächen) wurde im Holzbaubereich meistens an Leichtbauelementen getestet. Verschiedene Modelle zur Berechnung des Wärmewiderstands in Abhängigkeit von der Größe des Hohlraums und des Emissionsgrads der Oberflächen sind in den Normen EN ISO 6946 und ISO 15099 aufgeführt [4], [7] und in verschiedenen bauphysikalischen Programmen implementiert. Vergleiche zwischen den Messungen und Berechnungen zeigen oft relativ gute Übereinstimmungen mit einer Genauigkeit von über 90 % [14], [18]. Bei Sadauskiene et al. [12] jedoch weisen die Validierungen höhere Ungenauigkeiten auf. Bei der Implementierung von Hohlräumen mit kleinen Abmessungen in ein Material sind Produkte aus Vollholz wegen der leichten Bearbeitung gut geeignet. Es wurden hierzu mehrere Untersuchungen zwecks einer Reduzierung von Lambda durchgeführt und auch erfolgreich umgesetzt [1], [2], [8], [9], [10]. Dabei zeigten Pasztory et al. [11], dass aufgrund der Aufteilung des Hohlraums (unter 30 mm) durch das Einlegen von Aluminium-Polyethylen-Schichten und der damit verbundenen, starken Reduzierung des Emissionsgrads die Wärmeleitfähigkeit in Hohlräumen deutlich reduziert werden konnte. Im Rahmen dieser Arbeit wird an Materialkombinationen aus Furnier, MDF- und Spanplatten der Wärmetransport bei variabler Hohlraumstruktur ermittelt. Dabei

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M. Josˇcˇák/W. Sonderegger/P. Niemz/R. Oppikofer/L. Lammar/Th. Schnider · Einfluss von Hohlräumen auf die Wärmeleitfähigkeit von ausgewählten Holzwerkstoffen für den Baueinsatz

wird die Reduzierung des Lambdawertes durch das Anbringen von Hohlräumen und die Änderung des Emissionsgrades der Oberfläche für die weitere praktische Nutzung quantifiziert.

2 Material und Methoden Es wurden Versuche mit Buchenholz-Furnieren (Schälfurnier) sowie mit MDF- und Spanplatten durchgeführt. Das Versuchsprinzip wurde speziell zur Messung der unterschiedlichen Dicken der Hohlräume, ohne Änderung des internen Aufbaus, entworfen. Dazu wurden dünne Platten (Dicke von 2,7 bis 5 mm) der zu testenden Materialien verwendet. Die Schälfurniere aus Buchenholz hatten eine Dicke von 2,7 mm, die MDF-Platten 3 mm und die Spanplatten 5 mm. Die Breite und Länge der einzelnen Platten betrugen 500 mm × 500 mm (Bild 1). Da die Platten unterschiedliche Dicken hatten, ergaben sich auch unterschiedliche Dicken der Hohlräume. Alle Platten wurden vor den Messungen im Klimaraum bei 20 °C und 65 % rel. Luftfeuchte bis zur Gewichtskonstanz klimatisiert.

Bild 1. Abmessungen der Platten: Typ A – volle Platte, Typ B – Platte mit Öffnung; d – Dicke der Platte (Buche 2,7 mm, MDFPlatte 3 mm, Spanplatte 5 mm); D – Durchmesser der erzeugten Öffnung (Buche 330 mm, MDF- und Spanplatte 300 mm) Fig. 1. Board dimensions: Type A – full board, Type B – board with aperture; d – board thickness (2.7 mm for beech veneer, 3 mm for MDF, 5 mm for particle board), D – aperture diameter (330 mm for beech veneer, 300 mm for MDF and particle board)

Bild 2. Einplatten-Wärmeleitfähigkeitsmessgerät, Typ „λ-Meter EP500“ Fig. 2. Guarded hot plate apparatus type “λ-Meter EP500”

Wärmeleitfähigkeitsmessgerätes, die Größe des Hohlraums oberhalb eines Durchmessers von 150 mm nur noch einen geringen Einfluss auf die gemessene Wärmeleitfähigkeit hat. Im zweiten Vorversuch wurden nur volle MDF-Platten gemessen, wobei die Anzahl der Platten jeweils von 7 bis 26 erhöht wurde. Bild 4 zeigt eine klare Abhängigkeit von der Dicke der gemessenen Proben. Die Zunahme der Wärmeleitfähigkeit mit zunehmender Dicke könnte auf den Wärmeübergangswiderstand zwischen Messplatte und Probenoberfläche zurückzuführen sein, da dieser bei dünneren Proben deutlich mehr in die Messung mit eingeht [3]. Andererseits kann es bei größeren Dicken zu Seiteneinflüssen durch die Umgebung (Raumtemperatur 20 °C) kommen, was in Bild 4 hauptsächlich bei

2.1 Messgerät Die Wärmeleitfähigkeit wurde mittels eines Einplatten-Wärmeleitfähigkeitsmessgerätes λ-Meter EP500 bei einem Prüfdruck von 2,5 kPa gemessen (Bild 2). Laut Herstellerangaben besteht die Messfläche aus einem zentrischen Kreis mit einem Durchmesser von 200 mm. Der Wärmestrom erfolgt jeweils von oben nach unten.

2.2 Vorversuche Zur besseren Interpretation der Ergebnisse wurden Vorversuche zum Einfluss der Hohlraumgröße und der optimalen Dicken des gesamten Aufbaus durchgeführt. Beim ersten Vorversuch wurden 7 MDF-Platten übereinander gemessen. Bei jeder zweiten Platte wurde ein kreisrundes Loch in der Mitte herausgeschnitten, das bei der nächsten Messung jeweils vergrößert wurde (von 60 bis zu 350 mm). Das Ergebnis ist in Bild 3 dargestellt. Es ist deutlich zu erkennen, dass, bedingt durch den Messbereich des

Bild 3. Vorversuchsergebnis zum Einfluss des Hohlraumdurchmessers auf die Wärmeleitfähigkeit bei drei mittleren Messtemperaturen (10, 20 und 30 °C), MDF-Platten (4 volle Platten und 3 Platten mit Hohlraum – wechselweise angeordnet), Gesamtdicke 21 mm, ΔT = 12 K Fig. 3. Pretest results: Influence of air cavity diameter on thermal conductivity measured at three mean temperatures (10, 20 and 30 °C), MDF board (four full layers and three layers with aperture – alternatively arranged), entire sample thickness of 21 mm, ΔT = 12 K

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Bild 4. Vorversuchsergebnis zur Ermittlung der Abhängigkeit der Wärmeleitfähigkeit von der gesamten Probendicke bei drei mittleren Messtemperaturen (10, 20 und 30 °C), volle MDFPlatten, ΔT = 12 K Fig. 4. Pretest results: Thermal conductivity depending on the entire sample thickness measured at three mean temperatures (10, 20 and 30 °C), MDF board (full layers), ΔT = 12 K

den gemessenen mittleren Messtemperaturen von 10 und 30 °C zu erkennen ist (Auseinanderscheren der gemessenen Werte ab einer Probendicke von ca. 50 mm auf Grund von nicht berücksichtigten seitlichen Wärmezu- bzw. -abflüssen innerhalb der Probe).

Bild 5. Anordnung der Platten (Aufbauten 1 bis 4) unter Variation der Hohlraumdicken; Buche: (Aufbau 1) 2,7 mm, (Aufbau 2) 5,4 mm, (Aufbau 3) 8,1 mm, (Aufbau 4) 16,2 mm; MDF-Platten: (1) 3 mm, (2) 6 mm, (3) 9 mm, (4) 18 mm; Spanplatten: (1) 5 mm, (2) 10 mm, (3) 15 mm, (4) 30 mm. Die graue Fläche stellt die eingelegte Aluminiumfolie dar Fig. 5. Arrangement of the board layers (assemblies 1 to 4) with variable air cavity thicknesses; beech veneer: 2.7 mm (assembly 1), 5.4 mm (assembly 2), 8.1 mm (assembly 3), 16.2 mm (assembly 4); MDF panels: 3 mm (1), 6 mm (2), 9 mm (3), 18 mm (4); particle board: 5 mm (1), 10 mm (2), 15 mm (3), 30 mm (4). The gray area shows the inserted aluminium foil

2.3 Hauptversuche Das Ziel der Hauptversuche war, den Einfluss der Hohlraumdicke und des Emissionsgrades zu untersuchen. Es wurden jeweils 13 aufeinandergelegte Platten je Material gemessen. Dabei wurden 7 volle Platten (Typ A) mit 6 Platten (Typ B), die einen Hohlraum in der Mitte aufwiesen, kombiniert und getestet (Bild 5). Zusätzlich wurden die Messungen an Referenzproben (13 volle Platten) durchgeführt. Um den Einfluss unterschiedlicher Hohlraumdicken auf die Wärmeleitfähigkeit zu untersuchen, wurden die Aufbauten gemäß Bild 5 variiert und geprüft. Zur Ermittlung des Einflusses des Emissionsgrades wurden die gleichen Aufbauten durch Einlegen einer Aluminiumfolie unter die jeweiligen Hohlräume ergänzt und erneut gemessen. Alle Plattenaufbauten wurden jeweils bei Messtemperaturen von 10, 20 und 30 °C und einer Temperaturdifferenz zwischen den Messplatten von 15 °C gemessen. Zusätzlich wurde daraus anhand einer linearen Regression der Koeffizient für die Temperaturabhängigkeit der Wärmeleitfähigkeit der einzelnen Aufbauten bestimmt.

3 Ergebnisse Um den Einfluss auf die Wärmeleitfähigkeit quantifizieren zu können, wurden die Ergebnisse mit den gemessenen Wärmeleitfähigkeiten der Referenzproben verglichen. Tabelle 1 enthält die gemessenen Basisdaten (Dichte, Gesamtdicke und Wärmeleitfähigkeit bei 20 °C) der Referenzproben ohne Hohlräume. In Bild 6 sind die Wärmeleitfähigkeitswerte der Referenzproben in Abhängigkeit von der Temperatur dargestellt. Die niedrigste Wärmeleitfähigkeit weisen die Aufbauten der Buchenholz-Furniere auf (Tabelle 1).

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Bild 6. Wärmeleitfähigkeit der Referenzproben (13 volle Platten ohne und mit Aluminiumfolie) mit den entsprechenden Regressionsgeraden in Abhängigkeit von der Temperatur Fig. 6. Thermal conductivity of the reference samples (13 full layers with and without aluminum foil) with the corresponding regression lines as a function of temperature

Die Wärmeleitfähigkeit steigt nicht proportional mit der Dichte. Bei den Holzwerkstoffplatten liegt die Wärmeleitfähigkeit um 21 % (MDF) bzw. 15 % (Spanplatte) höher als bei den Buchenfurnieren, obwohl die Dichte bei MDF um 51 % und bei den Spanplatten um 31 % höher liegt als bei den Buchenfurnieren. Dadurch zeigt sich ein stärkerer Anstieg der Wärmeleitfähigkeit bei der Spanplatte als bei MDF bezogen auf den Dichteanstieg. Dieses Verhalten stimmt mit Messungen von Sonderegger und Niemz [16] überein, die zeigen, dass die Wärmeleitfähigkeit bei gleicher Dichte mit abnehmender Größe der Holzpartikel sinkt. Aus Bild 6 und Tabelle 1 ist weiter ersichtlich, dass das Einfügen einer Aluminiumfolie, obwohl diese selbst einen

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Tabelle 1. Dichte, Gesamtdicke und Wärmeleitfähigkeit bei 20 °C der Referenzproben (13 Platten ohne Hohlräume) Table 1. Measured density, entire sample thickness and thermal conductivity at 20 °C of the reference samples (13 board layers without cavities) Dichte* des Referenzaufbaus [kg/m3]

Gesamtdicke des Referenzaufbaus [mm]

Wärmeleitfähigkeit bei 20 °C [W/(m · K)]

Buchenfurniere/mit Aluminium-Folie

590/596

35,1

0,111/0,110

MDF-Platten/mit Aluminium-Folie

892/899

0,134/0,134

Spanplatten/mit Aluminium-Folie

772/777

0,128/0,127

* Die Dichte der einzelnen Aufbauten wurde nach Klimatisierung bei 20 °C und 65 % rel. Luftfeuchte gemessen.

höheren Lambdawert aufweist als die Holzwerkstoffe, die Wärmeleitfähigkeit bereits bei den Referenzproben (vollflächig aufeinandergelegte Platten ohne Hohlräume) leicht reduziert. Das deutet darauf hin, dass durch das Einfügen der Folien zwischen den einzelnen Platten sehr dünne Luftschichten entstanden sind. Durch das Verwenden der Aluminiumfolien wurde ferner die Abhängigkeit von der Temperatur leicht erhöht. In Bild 7 sind die Wärmeleitfähigkeitswerte aller getesteten Aufbauten gegenüber den Referenzproben (Dicke des Hohlraums = 0 mm) bei einer mittleren Temperatur von 20 °C dargestellt. Gegenüber den Referenzproben zeigt sich aufgrund der Hohlräume eine Abnahme der Wärmeleitfähigkeit bis zu einer Hohlraumdicke von mindestens 18 mm. Durch zusätzliches Einlegen einer Aluminiumfolie unter dem Hohlraum zeigt sich eine Abnahme bis zu einer Hohlraumdicke von mindestens 30 mm. Die prozentualen Abnahmen der Wärmeleitfähigkeitswerte aufgrund der Hohlräume und des geänderten Emissionsgrades durch Einlegen einer Aluminiumfolie sind in den Bildern 8 und 9 dargestellt. Es ist zu erkennen, dass die Messungen der Aufbauten mit Aluminiumfolie auch bei steigender Hohlraumdicke tiefe Wärmeleitfähigkeitswerte aufweisen, dies im Gegensatz zu den Aufbauten ohne Aluminiumfolie. Bei einer Hohlraumdicke von 15 mm (Aufbau 3) wurde die Wärmeleitfähigkeit bei den Spanplatten um 58 % reduziert. Demgegenüber erreichte der gleiche Aufbau ohne Aluminiumfolie nur

Bild 8. Prozentuale Abnahme der Wärmeleitfähigkeit bei den verschiedenen Aufbauten im Vergleich zur Referenzmessung bei einer mittleren Messtemperatur von 20 °C Fig. 8. Percentage decrease of thermal conductivity of the different assemblies in comparison to the reference samples, measured at a mean temperature of 20 °C

Bild 7. Wärmeleitfähigkeit der geprüften Aufbauten mit unterschiedlicher Hohlraumdicke bei einer mittleren Temperatur von 20 °C Fig. 7. Thermal conductivity of the tested assemblies with different air cavity thicknesses measured at a mean temperature of 20 °C

Bild 9. Prozentuale Abnahme der Wärmeleitfähigkeit bei den Aufbauten mit unterlegter Aluminiumfolie im Vergleich zur Referenzmessung bei einer mittleren Messtemperatur von 20 °C Fig. 9. Percentage decrease of thermal conductivity of the assemblies with aluminium foil in comparison to the reference samples, measured at a mean temperature of 20 °C

eine Verbesserung der Wärmeleitfähigkeit um 13 %. Bei den Spanplatten ohne Aluminiumfolie mit einer Hohlraumdicke von 30 mm (Aufbau 4) wurde sogar eine Zunahme der Wärmeleitfähigkeit um 12 %, auf Grund sehr starker Konvektion im Hohlraum, ermittelt. Bei den Aufbauten mit Aluminiumfolie zeigten sich bei einer Hohlraumdicke von 2,7 bis 10 mm nur sehr ge-

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Bild 10. Zunahme der Wärmeleitfähigkeit bei einer Temperaturerhöhung um 1 K für den Temperaturbereich von 10 bis 30 °C Fig. 10. Increase of thermal conductivity with increasing temperature of 1 K within a temperature range of 10 to 30 °C

ringe Unterschiede der Wärmeleitfähigkeit (von 0,046 bis zu 0,052 W/(m · K)) und es kam zu praktisch keiner Differenzierung zwischen den eingesetzten Materialien (Bild 7). Aus den Messungen konnten weiter die Temperaturkoeffizienten (Zunahme der Wärmeleitfähigkeit bei einer Temperaturerhöhung um 1 K) bestimmt werden (bezeichnet als ΔλT). Diese sind in Bild 10 dargestellt und zeigen, dass die Temperaturabhängigkeit der Wärmeleitfähigkeit bei den MDF- und Spanplatten mit steigender Hohlraumdicke steigt.

4 Diskussion und Schlussfolgerungen Die Messungen haben gezeigt, dass das Einbringen von Hohlräumen eine Reduzierung der Wärmeleitfähigkeit um bis zu 51 % (bei den MDF-Platten) bei einer Hohlraumdicke von 3 mm ermöglicht. Auf Grund der Hohlräume wurde allerdings auch die Dichte unter der Messfläche um ca. 46 % vermindert. Dadurch wird neben einer Senkung des Lambdawertes auch das Wärmespeichervermögen des Materials um den Prozentsatz der verminderten Dichte reduziert. Das Wärmespeichervermögen ist jedoch besonders für den sommerlichen Wärmeschutz von Bedeutung [1], [6], [17]. Die Wärmeleitfähigkeit nimmt mit steigender Hohlraumdicke langsam zu und erreicht bei einer Hohlraumdicke von ca. 20 mm die Werte der Referenzprobe (ohne Hohlräume). Ein zusätzliches Einlegen von Aluminiumfolie quer zur Wärmestromrichtung reduziert die Wärmeleitfähigkeitswerte, besonders bei den Aufbauten mit größeren Hohlraumdicken, nochmals wesentlich. So konnte z. B. die Wärmeleitfähigkeit bei Spanplatten mit einer Hohlraumdicke von 15 mm noch um 58 % reduziert werden. Unter der Annahme, dass beim Wärmetransport die Konduktion konstant ist und Konvektion bis zu einer Hohlraumdicke von ca. 25 mm nicht oder nur geringfügig auftritt [4], [7], [18], ist die höhere Wärmeleitfähigkeit bei den Proben ohne Aluminiumfolie hauptsächlich auf den erhöhten Wärmetransport durch Strahlung zurückzuführen. Durch die Aluminiumfolie konnte deshalb der Einfluss der Wärmestrahlung wesentlich reduziert werden, was sich besonders bei größeren Hohlraumdicken auswirkte. Dabei wurden bei al-

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len Proben, unabhängig vom verwendeten Material, bis zu einer Hohlraumdicke von ca. 10 mm in etwa gleich niedrige Wärmeleitfähigkeiten gemessen. Dass sich die Wärmeleitfähigkeit im Hohlraum bei Verwendung von AluminiumPolyethylenfolien unterhalb einer Dicke von 7,5 mm nur gering erhöht, wird auch durch Pasztory et al. [11] aufgezeigt. Die Versuche wurden bei einer Wärmestromrichtung von oben nach unten durchgeführt. Wie bereits erwähnt, ist der Wärmetransport bis zu einer Hohlraumdicke von ca. 25 mm von der Wärmestromrichtung unabhängig. Deshalb können die Ergebnisse auch auf einen horizontalen sowie von unten nach oben ausgerichteten Wärmetransport bezogen werden. Allerdings wiesen verschiedene Autoren bei einem Wärmetransport von unten nach oben bereits ab 10 mm eine Steigerung des Wärmetransportes durch Konvektion nach [5], [18], dies in Abhängigkeit vom Emissionsgrad der Hohlraum-Oberflächen. Je niedriger der Emissionsgrad, desto früher findet ein Wärmetransport durch Konvektion statt. Im weiteren Verlauf zeigte sich, dass die Ergebnisse von der Gesamtdicke der Proben beeinflusst werden. Wie Bild 4 zeigt, steigt die Ungenauigkeit der Messung mit steigender Probendicke. Die hier präsentierten Ergebnisse können für die Entwicklung von neuen Produkten auf Holzbasis mit möglichst geringen Wärmeleitfähigkeitswerten verwendet werden. Dies kann nicht nur durch das Einbringen von Hohlräumen, sondern auch durch Berücksichtigung anderer Eigenschaften (Materialdichte, Holzart, Faserwinkel und Jahrringneigung) [10] realisiert werden. Für Holzwerkstoffe wäre z. B. ein Baustein aus verklebten und zusammengepressten Holzspänen bzw. eine Materialkombination mit anderen Stoffen (analog zu den Strangpressplatten mit Hohlräumen) in Form eines perforierten Ziegels denkbar (Bild 11). Allerdings ist dabei zu beachten, dass die Fasern aufgrund der orthotropen Eigenschaften des Holzes bzw. der Holzfasern möglichst quer zur Hauptrichtung des Wärmestroms zu liegen kommen [10], [13]. Für die Praxis und für die Umsetzung von neuen Produkten müssen daneben auch die mechanischen sowie die ökonomischen Kriterien berücksichtigt werden. Weiter bringen Holzprodukte den Vorteil mit sich, dass sie meistens nachhaltig und ökologisch herstellbar sind.

Bild 11. Beispiel eines Holzwerkstoffproduktes, bei dem die Wärmeleitfähigkeit durch Einbringung von Hohlräumen vermindert werden kann Fig. 11. Example of a new wood-based product in which the thermal conductivity can be reduced by inserting air cavities

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M. Josˇcˇák/W. Sonderegger/P. Niemz/R. Oppikofer/L. Lammar/Th. Schnider · Einfluss von Hohlräumen auf die Wärmeleitfähigkeit von ausgewählten Holzwerkstoffen für den Baueinsatz

Danksagung Die Autoren danken der Firma Kronospan Schweiz AG für die Bereitstellung des Materials für das Projekt. Literatur [1] Aste, N., Angelotti, A., Buzzetti, M.: The influence of the external walls thermal inertia on the energy performance of well insulated buildings. Energy and Buildings 41 (2009), S. 1181– 1187. [2] Bader, H., Niemz, P., Sonderegger, W.: Untersuchungen zum Einfluss des Plattenaufbaus auf ausgewählte Eigenschaften von Massivholzplatten. Holz als Roh- und Werkstoff 65 (2007), H. 3, S. 173–181. [3] Bucˇar, B., Strazˇe, A.: Determination of the thermal conductivity of wood by the hot plate method: The influence of morphological properties of fire wood (Abies alba Mill.) to the contact thermal resistance. Holzforschung 62 (2008), No. 3, pp. 362–367. [4] DIN EN ISO 6946:2003-10 Bauteile – Wärmedurchlasswiderstand und Wärmedurchgangskoeffizient – Berechnungsverfahren. Berlin: Beuth Verlag, 2003. [5] Fricker, J. M.: Computational analysis of reflective air spaces. AIRAH Journal 51 (2007), S. 29–32. [6] Gregory, K. E., Moghtaderi, B., Sugo, H. O., Page, A. W.: A thermal performance study of common Australian residential construction systems in hypothetical modules. In: Proceedings of the 14th International Brick & Block Masonry Conference: Sydney, (2008). [7] ISO 15099:2003-11 Thermal performance of windows, doors and shading devices – Detailed calculations (2003). [8] Joscak, M., Sonderegger, W., Niemz, P.: Wärme- und Feuchtetransport in Holzbauelementen unter freier Bewitterung. Bauphysik 32 (2010), H. 5, S. 308–318. [9] Niemz, P., Sonderegger, W., Bader, H., Weber, A.: Wärmeleitfähigkeit mehrlagiger Massivholzplatten und weiterer Holzwerkstoffe. Holztechnologie 48 (2007), H. 5, S. 23–28. [10] Niemz, P., Sonderegger, W.: Untersuchungen zur Wärmeleitung von Vollholz und Werkstoffen auf Vollholzbasis, wesentliche Einflussfaktoren. Bauphysik 33 (2011), H. 5, S. 299– 305.

[11] Pasztory, Z., Peralta, P. N., Peszlen, I.: Multi-layer heat insulation system for frame construction buildings. Energy and Building 43 (2011), pp. 713–717. [12] Sadauskiene, J., Buska, A., Burlingis, A., Bliudzius, R., Gailius, A.: The effect of vertical air gaps to thermal transmittance of horizontal thermal insulating layer. Journal of Civil Engineering and Management 15 (2009), pp. 309–315. [13] Schneider, A., Engelhardt, F.: Vergleichende Untersuchungen über die Wärmeleitfähigkeit von Holzspan- und Rindenplatten. Holz als Roh- und Werkstoff 35 (1977), H. 7, S. 273– 278. [14] Sedlak, P.: Vplyv vzduchovych vrstiev s reflexnymi povrchmi na tepelnotechnicke vlastnosti obaloveho plasta budov na baze dreva. Dissertation, TU Zvolen (2003). [15] Shirtliffe, C. J.: Thermal resistance of building insulation. Canadian Building Digests 149 (1972), p. 4, online (2005-08-04): http://www.nrc-cnrc.gc.ca/eng/ibp/irc/cbd/building-digest-149. html. [16] Sonderegger, W., Niemz, P.: Thermal conductivity and water vapour transmission properties of wood-based materials. European Journal of Wood and Wood Products 67 (2009), No. 3, pp. 313–321. [17] Sugo, H. O., Page, A. W., Moghtaderi, B.: A comparative study of the thermal performance of cavity and brick veneer construction. In: Proceeding 13th IBMAC: Amsterdam, (2004), pp. 767–776. [18] Uvsløkk, S., Arnesen, H.: Thermal insulation performance of reflective material layers in well insulated timber frame structures. Proceedings of the 8th Symposium on Building Physics in the Nordic Countries, vol. 1. (2008), pp. 1–8.

Autoren dieses Beitrages: Ing. Matúsˇ Josˇcˇák, PhD., Dascanova GmbH, Mooslackengasse 17, A-1190, Wien Dr. Walter Sonderegger, Prof. Dr.-Ing. habil. Dr. h. c. Peter Niemz, Dipl. Holzing. FH Thomas Schnider, ETH Zürich, Institut für Baustoffe, Arbeitsgruppe Holzphysik, Schafmattstrasse 6, CH-8093 Zürich MSc ETH Bau-Ing. Reinhard Oppikofer, Culmannstrasse 20, CH-8006 Zürich MSc ETH Bau-Ing. Laura Lammar, Synaxis AG Zürich, Thurgauerstrasse 56, CH-8050 Zürich

Persönliches Prof. Dr.-Ing. Jens Knissel neu an der Universität Kassel

Seit Oktober 2011 vertritt Prof. Dr.-Ing. Jens Knissel das Fachgebiet Technische Gebäudesanierung im Fachbereich Architektur, Stadtplanung und Landschaftsplanung der Universität Kassel. Der gebürtige Aachener kommt vom Institut Wohnen und Umwelt (IWU) in Darmstadt, wo er vor allem zu Energieeffizienz und Nachhaltigkeit von Gebäuden forschte. Prof. Knissel studierte 1984 bis 1991 Energie- und Verfahrenstechnik an der TU Berlin. Anschließend arbeitete er zwei Jahre in einem Ingenieurbüro, wo er auf Basis von dynamischen Simulationsrechnungen Energieberatungen beim Neubau

von Bürogebäuden durchführte. Energieeffiziente Bürogebäude waren auch das Thema, über das er im Jahr 2002 promovierte. Neben Fragen zur energetischen Optimierung von Neubauten und Bestandsgebäuden beschäftigt er sich insbesondere mit den Themen energetische Modernisierung in Mietwohngebäuden, energetische Bilanzierung sowie Optimierung von Heizungs- und Lüftungsanlagen. Prof. Knissel arbeitet in VDI- und DIN-Ausschüssen mit und ist Autor und Herausgeber von zahlreichen Publikationen im Bereich Energieeffizienz von Gebäuden. Der 48-Jährige ist verheiratet und hat zwei Kinder.

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Berichte

Preisverleihung des Heinze ArchitekturAWARD 2011

Am 11. Januar 2012, auf der DEUBAU, wurden die Gewinner des Heinze ArchitektenAWARD 2011 offiziell vom Juryvorsitzenden Jan Kleihues geehrt. Die Entscheidung, welche Büros sich über das Preisgeld in Gesamthöhe von 50.000 Euro freuen dürfen, ist gefallen. Jan Kleihues, der die neue Architekten-Generation wie kein anderer verkörpert, stellte die herausragenden Entwürfe seiner Kollegen nacheinander vor. Die Vorjahresgewinner Osterwold & Schmidt sowie Ahlbrecht Felix Scheidt Kasprusch konnten die Jury auch diesmal überzeugen. Auch für sie war jedoch eins neu: Erstmals erhielten alle Gewinner eine massive, aus Beton gegossene Trophäe, die von nun an den Wettbewerbserfolg symbolisiert. Die Freude unter allen Preisträgern war wie erwartet groß – der Heinze ArchitektenAWARD in der Kategorie „Innovation und Design“ krönte jedoch sogar die Arbeit einer ganzen Stadt. Denn die Stadt Oberhausen war es, die den Bau der St. Antony Hütte anlässlich ihres Status „Kulturhauptstadt Ruhrgebiet 2010“ initiierte, einen Investor fand und so ermöglichte, dass bei einem Realisierungswettbewerb der herausragende Gewinnerentwurf des Büros Ahlbrecht Felix Scheidt Kasprusch das Rennen machte. Daher kamen auch Vertreter der Stadt Oberhausen zur Preisverleihung und konnten sich gleichermaßen über die Auszeichnung des Schutzdaches für die Ausgrabungen der ersten Eisenhütte von 1758 freuen. Ein wahrlich einzigartiger Nichtwohnbau! Unter diesem Motto suchte der Informationsdienstleister Heinze von Juli bis Oktober 2011 die besten Entwürfe deutscher Architekturbüros aus den letzten 5 Jahren – 225 Teilnehmer folgten mit insgesamt 310 Beiträgen diesem Aufruf. Eine ausgewählte Fachjury kürte daraufhin im Dezember 2011 ihre Favoriten in vier Kategorien.

Gewinner der Kategorie „Funktionalität“: Bus&Bahn Terminal Gotha Osterwold & Schmidt EXP!ANDER Architekten BDA Begründung der Jury Der Bus&Bahn Terminal Gotha von EXP!ANDER Architekten ist die buchstäblich beste Alltagslösung. Allseitig offen, jederzeit erreichbar, barrierefrei und übersichtlich, ermöglicht er mit seiner schachbrettartigen Grundstruktur nicht nur den reibungslosen Ablauf der Verkehrsfunktionen, sondern gibt zusätzlich Raum für öffentliche Einrichtungen wie Information, Verkauf, Imbiss und

einen Blumenstand. Damit wird das Areal vom reinen Funktionsbau zum städtischen Treffpunkt. Beispielhaft ist der Terminal auch als Pionier künftiger Bebauung des momentan nahezu unbebauten Bahnhofsvorplatzes. Ohne zwingende Vorgaben gibt er der künftigen Bebauung doch Anhaltspunkte in Kubatur, Raumbildung und Raumgrenzen. Vorzüglich ist auch die zwanglose Einbindung von baukünstlerischen Elementen: Als umlaufendes Spruchband des lichten Flachdachs regt ein Goethezitat über das Reisen Betrachter und Benutzer an. Auch die zweckdienlichen Baumaterialien – Stahlrohrstützen, Edelstahl, Aluminium-Vorhangfassaden und wärmegedämmtes Profilbauglas – halten gekonnt die Balance zwischen Funktionalität, Festlichkeit und Nachhaltigkeit (Bild 1).

Gewinner der Kategorie „Gesamtgestaltung“: Evangelisches Augustinerkloster zu Erfurt Junk & Reich – Architekten BDA Planungsgesellschaft mbH Begründung der Jury Junk & Reich haben beim Wiederaufbau bzw. Nachbau der Bibliothek und der Waidhäuser des Augustinerklosters das historische Prinzip einer „Stadt in der Stadt“ aufgegriffen. Damit werden sie nicht nur der Grundgestalt der gotischen Anlage gerecht, sondern lösen auch virtuos das Grundproblem des spezifischen Orts, der seit 1945 durch Teilzerstörung fragmentiert war. Beides macht dieses Objekt zum Musterbeispiel vorbildlicher Gesamtgestaltung.

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Bild 2. Evangelisches Augustinerkloster, Erfurt Foto: Junk & Reich – Architekten BDA Planungsgesellschaft mbH

Hervorzuheben ist der kreative Umgang mit der baulichen Situation. Denn indem Junk & Reich auch vordergründig unscheinbare oder formlose Überreste der historischen Bebauung behutsam und respektvoll in neue Bauteile einbezogen, ist ein ansprechendes, spannungsreiches Ensemble entstanden, das beispielhaft das Miteinander von Alt und Neu Gestalt gewinnen lässt; Bruchstein und Beton, Holz, Kupfer, Glas und Stahl kooperieren. Bemerkenswert ist auch die Übernahme historischer Bauformen und Materialen, Kubaturen und Raumbildungen in die ergänzenden Neubauten. Trotzdem bleibt die Grenze zwischen Gotik und Gegenwart jederzeit klar erkennbar. Somit ist dieses Ensemble mustergültig in seiner städtebaulichen Einordung sowie dem historischen Orts- und Objektbezug (Bild 2).

Begründung der Jury Ein Aspekt der Nachhaltigkeit ist der Erhalt und die Sanierung vorhandener Gebäude, das Bauen im Bestand. Mit dem Um- und Ausbau des Anfang der 60er Jahre errichteten Gebäudes 0505 auf dem Stammgelände der TU München ist das auf vorbildliche Weise gelungen. So wie das prägnante Stahlbetonskelett erhalten und beim Ausbau der Büroräume und Hörsäle in Szene gesetzt wird, werden auch die aus dem Bestand übernommenen Kunstfenster in dem neu geschaffenen, gebäudehohen Luftraum wiederverwendet und unterstreichen dessen sakralen Charakter. Die wellenförmig aus der Fläche der Fassade schwingenden Pfeiler im Zusammenspiel mit der Ziegelvorsatzschale aus dunklen, silbrig glänzenden Klinkern lassen das Gebäude sehr Edel erscheinen und geben diesem seine Identität. Insgesamt überzeugt das Projekt durch seine Stimmigkeit zwischen Innen und Außen und zeigt, wie spannend das Bauen im Bestand sein kann (Bild 3).

Gewinner der Kategorie „Innovation und Design“: St. Antony Hütte in Oberhausen Ahlbrecht Felix Scheidt Kasprusch

Gewinner der Kategorie „Energie, Umwelt und Nachhaltigkeit“: TU München – Gebäude 0505 Hild und K Architekten

Begründung der Jury Das Schutzdach über der industrie-archeologischen Grabungsstätte St. Antony Hütte in Oberhausen ist ein Geniestreich. Denn einfacher und sinnfälliger geht es wohl kaum: versetzt miteinander verschraubte Stahlblechplatten erzeugen mit ihren Abkantungen die Statik einer selbsttragenden Struktur, die sich mit der Geste einer wie vom Windzug hoch gewölbte Decke über die Überreste der ehemaligen Gießerei spannt. Nur die Zipfel des 1000 m2 messenden Schutzdaches setzen behutsam auf vier Eckfundamenten auf – oder werden sie etwa gegen das Wegfliegen gehalten? Die minimalen Mittel raffinierter „Low-Tech“-Strategie heiligen in beeindruckender Anmut den Zweck der Schutzgebung und sind damit Vorbild für Innovation und Design in zeitgenössischer Architektur (Bild 4).

Bild 3. TU München, Gebäude 0505 Foto: Michael Heinrich

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Zusätzlich bestimmten die Besucher auf www.heinze.de ihre Publikumslieblinge:

1. Publikumspreis: Parkhaus im Schilde-Park Architekturbüro Dorbritz Objektbeschreibung Die Architektur des Gebäudes ist eine gefaltete Interpretation des gewachsenen und modellierten Landschaftsraumes. Das Gebäude soll sich in Form und der Oberfläche aus natürlichem, unbehandeltem Lärchenholz selbstverständlich in die Grünanlage einbinden. Die Verkleidung lässt in ihrer Farbe auch im Zuge der gewollten Verwitterung den Übergang zwischen Gelände und Gebäude verwischen. Die Lamellenhaut ermöglicht spannende Ein- und Ausblicke in den Landschaftsraum. Licht und Schatten spielen so im und um das Gebäude herum eine tragende Rolle. Durch das Fassadenkonzept wird eine ständige Durchlüftung des Gebäudes gewährleistet. Ebenso wurde sehr viel Wert auf die Nachhaltigkeit gelegt. Zum einen durch ein präzise angelegtes und flexibles Nutzungskonzept des Gebäudes. Zum anderen durch den einsatz großflächiger Photovoltaik-Elemente auf den großen Dachflächen. Hierbei wurde zunächst die Hälfte der Dachfläche überdacht und ausgestattet (Bild 5).

2. Publikumspreis: Das Pferd an der Decke – Bibliothek für Architektur, Design und Kunst Bühler und Bühler mit planungsgemeinschaft zauberscho[e]n Objektbeschreibung Der Leonardo Campus im Norden von Münster bildet mit der Kunstakademie, der münster school of architecture (msa) und dem Fachbereich Design einen Kreativ-Campus auf dem Gelände einer ehemaligen Reiterkaserne. Vor dem Stall stehen schon lange keine Pferde mehr. Stattdessen werden hier nun die Bücher stehen. Eingerahmt werden diese durch eine Glasfassade, deren großformatige Scheiben mittels Glasschwertern ausgesteift sind. Diese Fassade aus besonders klarem Glas prägt das Gebäude durch seine hohe Transparenz. Die Bücher werden so tags und besonders nachts auch von außen als bedeu-

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tender Mittelpunkt des Hochschulcampus erlebt und so zum einprägsamen Zeichen der Bildung. Der Raum ist dreigeteilt und bietet verschiedene Arbeitsmöglichkeiten. Im vorderen Bereich entwickelt sich die Fassade zu drei Studierkabinen für ein ungestörtes Lernen, im hinteren Bereich steht ein Tisch für Gruppen bereit, flexibel abtrennbar durch einen Akustikvorhang. Als veränderbares Element kann er eine individuelle Denkzone schaffen oder einen größeren Bereich öffnen. Die Außenseite ist bedruckt mit einem digital generierten Motiv auf der Grundlage der „Schule der Philosophen“ von Rafael. Durch Indifferenz erzeugt der Vorhang eine ständig wechselnde Raumbeziehung. Beim Blick durch die Glasfassade erscheint die Umgebung wie in Hochglanz, viel farbiger, als dies außerhalb des Gebäudes wahrgenommen werden kann. Die flügelähnliche Bedachung steht im hinteren Teil auf drei Stützen, deren Form ein Moment der Bewegung der Beine der Pferde ist, die sich früher hier bewegten. Sie sind digital entwickelt und Produkt einer computergesteuerten, modernen Stahltechnologie. Entlang einer offenen Traufe auf der gesamten Längsseite werden die Niederschläge inszeniert und als Vorhang, der als zweite Ebene vor der Fassade herunter tropft, zum Erlebnis. Das Regenwasser wird in einer Rigole vor der Fassade gesammelt und ökologisch wirksam dem Gelände zugeführt. Zwischen neuem und altem Dach erhellt eine Lichtfuge die historische Stallwand. Treppen und Durchgänge durch die Wand verhindern Stillstand und sorgen so für eine Vernetzung beider Teile (Bild 6).

3. Publikumspreis: 4-zügiges Gymnasium mit Dreifachsporthalle in Gaimersheim Fuchs und Rudolph Architekten Stadtplaner GbR Objektbeschreibung Ein linearer Boulevard für Fußgänger und Radfahrer führt die Schüler von Osten kommend auf den Eingangsplatz der zugleich der großzügige Pausenhof ist: Es entsteht ein sich öffnender belebter Campus. Der schmale Hauptbau erhebt sich nördlich, fasst den Platz und zieht die Besucher entlang der Überdachung zum Haupteingang. Die Sporthalle mit seiner offenen Glasfassade belebt den Platz und präsentiert sich als öffentliches Gebäude, transparent und

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einladend für Schüler, Lehrer, Sportler und Besucher gleichermaßen. Vom Eingangs- und Pausenhof her verteilen sich die Schüler, und Lehrer in die beiden Gebäude: Sporthalle und Schule, sowie zu den Sportfreibereichen. Die zentrale Halle ist durch den großen und hohen Raum identitätsstiftend für Schüler, Lehrer und Eltern. Das Gebäude hat klare Funktionszuordnungen mit den Fachklassen im Norden und den Klassenräumen nach Osten, Süden und Westen. Die Aula und die Höfe bieten unterschiedliche Raumqualitäten und eine leichte Orientierung im Gebäude. Die Schule liegt städtebaulich autark und als komplette Anlage in der Landschaft. Äcker, Felder und Wege, Linearität prägen die Örtlichkeit am Hochholzer Berg. Dieses Thema findet sich in verschiedenen architektonischen Elementen wieder: Steinmauern, Baumreihen und Baumkaree, horizontale Fensterbänder und der lange Boulevard. Sitzstufen im Freien durchlaufen linear entlang der Höhenlinen des Grundstückes und machen den Geländeverlauf erlebbar. Die umlaufende Überdachung verbindet Schuleingang und Sporthalle und fasst den Pausenhof nach Süden. Umlaufende Fensterbänder in den Klassenbereichen belichten optimal, die niederen Brüstungen bringen den Ausblick der schönen Umgebung hinein, bieten jedoch ein gewisses Maß

Technische Regelsetzung Richtlinie zur Ausführung luftdichter Konstruktionen und Anschlüsse Gemeinsam herausgegeben von: Fachverband der Stuckateure für Ausbau und Fassade Baden-Württemberg, Fachverband Elektro- und Informationstechnik Baden-Württemberg, Verband des Zimmerer- und Holzbaugewerbes BadenWürttemberg. Richtlinie Ausführung luftdichter Konstruktionen und Anschlüsse. 87 S., DIN A4. Broschur. Stuttgart, 2009. Preis für Mitglieder 15,89 € / Nichtmitglieder 31,78 €, jeweils zzgl. 7 % MwSt. und Versandkosten. Dem luftdichten Errichten von unterschiedlichen Konstruktionen und damit der Qualitätslenkung auf der Baustelle kommt in Zeiten von Niedrig- und Niedrigst-Energiegebäuden eine immer größere Bedeutung zu. Deswegen ist es sehr löblich, dass sich gleich drei von dieser Aufgabenstellung betroffene Fachverbände unter Hinzuziehen zweier weiterer entschlossen haben, eine gemeinsame Richtlinie zum Thema herauszugeben und den Ausführenden nicht allein

an Geschlossenheit für Konzentriertes Lehren und Lernen (Bild 7). Weitere Informationen zu den eigereichten Projekten unter: www.heinze.de/architekturobjekte/architektenaward

lassen, wie der Verordnungsgeber für die Energieeinsparung das in vielen Fragen (leider) vorlebt und scheinbar hofft, dass sich Planer und Errichter schon irgendwie „zusammenraufen“. Ausgehend von der Analyse der wesentlichen Detailpunkte für erforderliche luftdichte Anschlüsse bei einem Gebäude werden zunächst die bauphysikalischen Grundlagen vorgestellt und erläutert. Hierbei wird prägnant die Schadensträchtigkeit fehlerhafter Konstruktionen hinsichtlich der notwendigen Luftdichtigkeit besprochen. Danach beleuchtet man die notwendigen Planungsschritte. Nicht zuletzt wird an dieser Stelle dem Ausführenden verständlich gemacht, warum eine aussagefähige Detailplanung unverzichtbar ist und stets den Vorrang vor einer „gebastelten“ Lösung auf der Baustelle haben muss. Das schließt ausdrücklich eine auskömmliche Fachbauleitung ein, die alle beteiligten Gewerke überwacht und koordiniert. Besonders wichtig sind die anschließenden Beschreibungen der verschiedenen möglichen Materialverbindungen von der einfachen Klebeverbindung mit Klebeband bis hin zu den oft in der Praxis verzwickten Abschlüssen von Einbauten, wie Installationsdosen und -schächte, Durchdringungen von Abgasanlagen und Bohrkonsolen.

Den Hauptteil der Richtlinie nehmen dann die jeweils mit leicht verständlichen Abbildungen unterlegten Detailsituationen ein, deren Anschlussbedingungen und -notwendigkeiten knapp und präzise erläutert werden. Den Abschluss bildet ein Glossar, das auch dem nicht mit allen Fachbegriffen vertrauten Leser zügig den Einstieg ins Thema vermittelt. Diese Richtlinie klärt sicherlich (noch) nicht jedes Praxisdetail – das ist insbesondere für die Bauwerksinstandsetzung einfach nicht möglich, ist jedoch eine äußerst brauchbare Planungs- und Ausführungshilfe bei einem zukünftig noch komplizierter werden Fachgebiet mit steigendem Schadenspotenzial des modernen Bauens. Das gilt in erster Linie vor dem Hintergrund der zu erwartenden weiteren Verschärfung der EnEVAnforderungen, für die der Verordnungsgeber selbst oftmals keine baupraxistauglichen Lösungen bereithält. Deswegen sollte die Richtlinie weder in einem Architektur-/Planungsbüro oder beim Ausführenden noch bei den Bauleitenden fehlen. Zudem sei sie auch Studierenden empfohlen, die mit diesem Thema in ihrer Berufspraxis von Anfang an konfrontiert sein dürften. Nicht zuletzt wird sich aber auch der Sachverständige für Schäden an Gebäuden mit der Richtlinie zu beschäftigen haben – zumindest

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Technische Regelsetzung dann, wenn sich die Vorgenannten nicht damit auseinandergesetzt haben sollten und dann nachträglich die Beseitigung des Pfuschs vor Ort auf der Tagesordnung steht. Dr. Gerd Geburtig, Ribnitz-Damgarten

Technische Systeminfo WDVS Nr. 6 – Brandschutz Wärmedämm-Verbundsysteme (WDVS) sind nichtgeregelte Bauprodukte, deren Anwendung in Deutschland über einen bauaufsichtlichen Verwendbarkeitsnachweis in Form – einer ETA (Europäisch Technische Zulassung) nach der Leitlinie ETAG 004 in Verbindung mit einer Anwendungszulassung des Deutschen Instituts für Bautechnik (DIBt), – einer allgemeinen bauaufsichtlichen Zulassung des DIBt mit dem Nachweis bzw. Klassifizierung des Brandverhaltens nach den Normen DIN 4102-1/DIN EN 13501-1, oder – über Zustimmungen im Einzelfall geregelt wird. In Deutschland werden seit über 50 Jahren WDVS (Außenwandbekleidungssysteme) angewendet, um eine Energieeinsparung an Gebäuden zu erzielen. Bis 1996 waren Dämmstoffdicken aus Polystyrol-Hartschaum (der am häufigsten verwendete Dämmstoff für WDVS in Deutschland) mit einem Brandverhalten „schwerentflammbar“ (Baustoffklasse DIN 4102-B1) von 60 bis 100 mm üblich, sie wurden jedoch schrittweise bis derzeit im Regelfall auf 300 mm erhöht. Im Brandschachtversuch, als Bestandteil des Nachweises der Schwerentflammbarkeit im Laborversuch nach der Norm DIN 4102-1 in Verbindung mit der Norm DIN 4102-16, kann maximal ein Prüfkörper mit einer Gesamtdicke von 80 mm geprüft werden. Man einigte sich im Sachverständigenausschuss „Brandverhalten von Baustoffen“ darauf, dass die Prüfergebnisse mit einer Gesamtdicke von 80 mm auf eine Dämmstoffdicke bis 100 mm extrapolierbar sind. WDVS mit brennbaren Dämmstoffdicken > 100 mm benötigen aus diesem Grund ein Prüfverfahren, in dem für das Gesamtsystem der Nachweis des Brandverhaltens unter praxisnahen Bedingungen erfolgen kann. Deshalb wurde 1996 durch zwei Materialprüfanstalten in Zusammenarbeit mit dem Sachverständigenausschuss „Brandverhalten von Baustoffen“ des DIBt, dem deutschen Spiegelausschuss 0034.01 des NABau „Brandverhalten von Baustoffen“ des DIN und mit dem Fachverband Wärmedämm-Verbundsysteme der Normentwurf DIN 4102 Teil 20, erarbeitet.

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Der derzeit in Überarbeitung befindliche Normentwurf DIN 4102-20 „Brandverhalten von Baustoffen und Bauteilen – Besonderer Nachweis für das Brandverhalten von Außenwandbekleidungen“ gilt für Außenwandbekleidungen, die zur Verwendung an bzw. auf der Oberfläche von raumabschließenden Gebäudeaußenwänden bestimmt sind und bei denen eine rückseitige Brandbeanspruchung des Außenwandbekleidungssystems („Durchbrennen“ der raumabschließenden Wand) ausgeschlossen werden kann. Die Prüfung erfolgt aber nur an Außenwandbekleidungssystemen, die nicht bzw. nicht ausreichend beurteilt werden können. In Zusammenarbeit mit dem Fachverband WDVS wurde in vielen Großversuchen nachgewiesen, dass speziell bei dem Dämmstoff Polystyrol-Hartschaum, bei einer Dämmstoffdicke > 100 mm, Brandschutzmaßnahmen im Bereich von Öffnungen (z. B. Fenster) oder auch andere Brandschutzmaßnahmen erforderlich sind, um eine Weiterleitung der Flammen, die aus einem sich im Vollbrand befindlichen Wohnraum aus einem offenen Fenster auf die Oberfläche einer Außenwandbekleidung schlagen, ausreichend lange in horizontaler Richtung zu behindern, und bei speziellen Anforderungen in vertikaler Richtung (z. B. Brandwänden) zu verhindern. Europäisch werden in den ETAs, entsprechend ETAG 004, WDVS mit brennbaren Dämmstoffen in unbegrenzter Dicke ohne Brandschutzmaßnahmen zugelassen, wenn die Laborprüfungen nach DIN EN 13823 (SBI-Test) und DIN EN ISO 11925-2 (Kleinbrandprüfung) bestanden werden und die Klassifizierung nach DIN EN 13501-1 erfolgen kann. Die langjährige Erfahrung bei der Anwendung von WDVS in Deutschland zeigt aber, dass bei WDVS mit unterschiedlichen brennbaren Dämmstoffen der Dicke > 100 mm ohne Brandschutzmaßnahmen der Sturzbereich von Öffnungen (Fenster) aufgehen kann und die Brandweiterleitung über die Oberfläche der Außenwandbekleidung von Stockwerk zu Stockwerk zum Vollbrand des Gebäudes führt. In der EU hat jeder Mitgliedsstaat das Recht, entsprechend seinem nationalen Sicherheitsniveau seine jeweiligen Schutzziele selbst festzulegen. Daraus resultieren für Deutschland zusätzliche Festlegungen sowohl in den nationalen Zulassungen als auch in den Anwendungszulassungen auf Grundlage vorliegenden ETAs, u. a. auch Maßnahmen für den Brandschutz, deren Wirksamkeit in Großversuchen nachgewiesen wurde. Die Beschreibung spezieller Details zur Ausführung von Brandschutzmaß-

nahmen können in den Zulassungen und Anwendungszulassungen nicht umfassend beschrieben werden, da diese sehr umfangreich sind und im Rahmen der Zulassungsbearbeitung nicht geleistet werden kann. Aus diesem Grund beschäftigt sich der Arbeitskreis“ Brandschutz“ des Fachverbandes WDVS seit Jahren mit dieser Problematik, um eine Qualitätssicherung bei der Ausführung von WDVS zu erreichen und es liegt zwischenzeitlich die „6. Technische Systeminfo – WDV-Systeme zum Thema Brandschutz“ vor. Grundlage dieser „Technischen Systeminfo“ sind umfangreiche experimentelle Untersuchungen und Nachweise durch Materialprüfanstalten in Zusammenarbeit mit dem Fachverband WDVS an Außenwandbekleidungen. Diese will den Herstellern der WDVS mit experimentell nachgewiesenen Detaillösungen/-ausführungen Praxisbeispiele in die Hand geben, u. a.: – mögliche Brandschutzmaßnahmen bei WDVS mit PS-Hartschaum, – die Kombination von Brandschutzmaßnahmen, – die Ausnutzung von Gebäudestrukturen als Brandriegel, – der Mineralwolle-Sturzschutz in aufgedoppelten WDVS bei Sanierungsmaßnahmen, – die Ausführung des Spritzwasserbereiches bei nichtbrennbaren WDVS. Die „Technische Systeminfo NR. 6 WDV-Systeme Brandschutz“ ersetzt aber weder einen Großversuch noch den erforderlichen Verwendbarkeitsnachweis bzw. die Anwendungszulassung. Sie ersetzt auch nicht erforderliche Nachweise im Großversuch und letztendlich bleibt immer dem Sachverständigenausschuss „Brandverhalten von Baustoffen“ die Entscheidung vorbehalten, ob mit bestimmten Brandschutzmaßnahmen das WDVS sich wie ein schwerentflammbares Bauprodukt verhält, denn der Großversuch führt nicht zu einer Klassifizierung nach DIN 4102-1 oder DIN EN 13501-1. Für seine Mitglieder hat der Fachverbandes WDVS die in der Systeminfo dargelegten Anwendungen bereits prüftechnisch nachgewiesen. Die „Technische Systeminfo Nr. 6“ kann angefordert werden beim Fachverband WärmedämmVerbundsysteme e.V. Fremersbergstraße 33 76530 Baden-Baden Tel. +49(0)7221/300989-0 Fax +49(0)7221/300989-9 www.heizkosten-einsparen.de Dipl.-Ing. Helgard Sgodzai, Arbeitskreises „Brandschutz“ des Fachverbandes WDVS

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Technische Regelsetzung / Veranstaltungen DIN 4108-2 Mindestanforderungen an den Wärmeschutz DIN 4108-2:2011-10 (Entwurf) Wärmeschutz und Energieeinsparung in Gebäuden – Teil 2: Mindestanforderungen an den Wärmeschutz Dieser Norm-Entwurf legt die Mindestanforderungen an die Wärmedämmung von Bauteilen und im Bereich von Wärmebrücken in der Gebäudehülle von Hochbauten fest. Die Anforderungen gelten für alle Räume, die ihrer Bestimmung nach auf übliche Innentemperaturen (19 °C) beheizt werden, alle Räume, die ihrer Bestimmung nach auf niedrige Innentemperaturen (12 °C und kleiner 19 °C) beheizt werden sowie für solche Räume, die über Raumverbund durch die vorgenannten Räume beheizt werden. Die Anforderungen an den sommerlichen Wärmeschutz gelten nicht für Räume und Gebäude mit niedrigen Innentemperaturen (12 °C und kleiner 19 °C), sollten aber sinn-gemäß auf diese angewendet werden. Ferner gibt dieser Norm-Entwurf wärmeschutztechnische Hinweise für die Planung und Ausführung von Aufenthaltsräumen in Hochbauten. Gegenüber DIN 4108-2:2003-07 wurden folgende Änderungen vorgenommen: – Anwendungsbereich klarer formuliert; – neue Definitionen zu „direkt“, „indirekt“, „über Raumverbund beheiztem oder unbeheiztem Raum“ aufgenommen; – Tabelle 3 „Mindestwerte für Wärmedurchlasswiderstände von Bauteilen“ überarbeitet; – Mindestanforderungen an Bauteile mit Flächenheizungen und Flächenkühlungen aufgenommen; – Unbedenklichkeitskriterium hinsichtlich Schimmelbildung für Ecken aufgenommen; – Mindestanforderungen an den sommerlichen Wärmeschutz an neue Wetterdaten angepasst und Aufnahme einer neuen Klimakarte; – Nachweisverfahren für den Wärmeschutz im Sommer überarbeitet sowie Aufnahme der Nachtlüftung und Kühlung; – Anforderungen an die Luftdichtheit von Außenbauteilen überarbeitet; – Anhang A gelöscht. Leticia Anda González, NABau

DIN EN ISO 13788 Wärme- und feuchtetechnisches Verhalten von Bauteilen DIN EN ISO 13788:2011-06 (Entwurf) Wärme- und feuchtetechnisches Verhalten von Bauteilen und Bauelementen – Raumseitige Oberflächentempe-

ratur zur Vermeidung kritischer Oberflächenfeuchte und Tauwasserbildung im Bauteilinneren – Berechnungsverfahren Der Feuchtetransport ist ein äußerst komplexer Vorgang, und die Kenntnis der Feuchtetransportmechanismen, der Materialeigenschaften sowie der Ausgangs- und Randbedingungen ist häufig begrenzt. Daher legt dieser Norm-Entwurf vereinfachte Berechnungsverfahren fest, denen die Annahme zugrunde liegt, dass der Feuchtetransport nur durch Dampfdiffusion erfolgt, und bei denen monatliche Klimadaten zum Einsatz kommen. Die Normung dieser Berechnungsverfahren schließt die Anwendung von weiterentwickelten Verfahren nicht aus. Die Berechnungen führen gewöhnlich zu Konstruktionen, die sehr sicher sind, und sofern eine Konstruktion einem nach diesem Verfahren festgelegten Bemessungskriterium nicht entspricht, können genauere Verfahren angewendet werden um nachzuweisen, dass die Konstruktion die Anforderungen erfüllt. Der vorliegende Norm-Entwurf behandelt Folgendes: – die kritische Oberflächenfeuchte, bei der Probleme wie Schimmelbefall auf den raumseitigen Oberflächen von Gebäuden zu erwarten sind; und – Tauwasserbildung im Inneren eines Bauteils • in Heizperioden, wenn die Innentemperatur üblicherweise höher ist als die Außentemperatur; • in Kühlperioden, wenn die Innentemperatur üblicherweise niedriger ist als die Außentemperatur; • in Kühllagern, in denen die Innentemperatur immer geringer ist als die Außentemperatur; – einen Schätzwert für die Zeit, die ein zwischen Schichten mit hohem Wasserdampf-Diffusionsdurchlasswiderstand liegendes und aus einer beliebigen Quelle befeuchtetes Bauteil zum Trocknen benötigt, sowie das Risiko der Tauwasserbildung an anderer Stelle im Inneren des Bauteils während des Trocknungsvorgangs. Der Norm-Entwurf gilt nicht für weitere Feuchteaspekte, z. B. Grundwasser und Eindringen von Niederschlag. In einigen Fällen stellt die Luftströmung aus dem Gebäudeinneren in das Bauwerk den Hauptmechanismus für den Feuchtetransport dar, wodurch sich das Risiko für Probleme der Tauwasserbildung signifikant erhöhen kann. Der vorliegende Norm-Entwurf behandelt diesen Aspekt nicht; sofern er als wichtig angesehen wird, sollten weiterentwickelte Beurteilungsverfahren in Betracht gezogen werden.

Die Beschränkungen der durch diesen Norm-Entwurf abgedeckten physikalischen Prozesse bedeuten, dass die Norm für einige Bauwerke eine robustere Analyse ermöglicht als für andere. Die Ergebnisse sind zuverlässiger für leichte luftdichte Bauwerke, die keine Baustoffe enthalten, welche große Wassermengen speichern. Sie sind weniger zuverlässig für Bauwerke, die ein hohes Wärme- und Feuchtespeichervermögen aufweisen und signifikanter Luftleckage unterliegen. Leticia de Anda González, NABau

Veranstaltungen Schallschutz bei der Altbausanierung 06. März 2012, Ratingen Schallschutz im Hochbau nach DIN 4109 13./14. März 2012, Dortmund Zwei- und dreidimensionale Wärmebrücken berechnen und bewerten 15. März 2012, Düsseldorf Schall- und Wärmeschutz beim Bauen im Bestand 19. März 2012, Duisburg Baulicher Brandschutz – Grundlagenseminar (4-tägig) 16./17. März 2012, Wuppertal Das Brandschutzkonzept 29. März 2012, Düsseldorf Brandschutz-Tagung 2012 19. Juni 2012, Düsseldorf Informationen/Anmeldung Ingenieurkammer-Bau NordrheinWestfalen Carlsplatz 21, 40213 Düsseldorf Tel. +49 (0)211/130670 Fax +49 (0)211/13067150 info@ikbaunrw.de Forum Building Science 2012 – Nachhaltige Immobilien entwickeln, planen, steuern und nutzen 07. März 2012, Krems/Austria Informationen/Anmeldung Donau-Universität Krems, Department für Bauen und Umwelt Dr.-Karl-Dorrek-Straße 30 A-3500 Krems Tel. +43(0)2732/8932659 Fax +43(0)2732/8934650 forumbuildingscience@donau-uni.ac.at www.donau-uni.ac.at/dbu Tri – Internationales Symposium für energieeffiziente Architektur Energieeffizientes Bauen mit Holz – Details, Erfahrungen, Trends 29. bis 31. März 2012, Bregenz/Austria

Bauphysik 34 (2012), Heft 1

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Veranstaltungen Informationen/Anmeldung Tri-Gnbr. Belruptstraße 17, A-6900 Bregenz Tel. +43 (0)5574/44729 office@tri-info.com www.tri-info.com Wärmedämmverbundsysteme und Innendämmungen 19.–20. März 2012, Ostfildern Brandschutznormung und Ingenieurmethoden im Brandschutz 19.–20. März 2012, Ostfildern Informationen/Anmeldung Technische Akademie Esslingen e.V. An der Akademie 5, 73760 Ostfildern Tel. +49 (0)711/340080 Fax +49 (0)711/3400827 info@tae.de, www.tae.de DAGA 2012: 38. Jahrestagung für Akustik 19. bis 22. März 2012, Darmstadt Informationen/Anmeldung TU Darmstadt Fachgebiet Systemzuverlässigkeit und Maschinenakustik SzM Magdalenenstraße 4, 64289 Darmstadt www.daga-tagung.de/2012/ Bauphysikseminar: Wärmebrückenberechnung 21.–22. März 2012, Biberach Informationen/Anmeldung: Bauakademie Biberach Postfach 1260, 88382 Biberach/Riss Fax +49 (0)7351/582559 anmeldung@bauakademie-biberach.de Beläge, Abdichtungen und Korrosionsschutz von Brückenbauwerken und Parkhäusern 18.–19. April 2012, Bochum Fugenabdichtung im Ingenieurbau 26. April 2012, Bochum Abdichtung von wasserundurchlässigen Bauwerken aus Beton im Ingenieur-, Wasser- und Tiefbau: Fugenabdichtung fachgerecht geplant und ausgeführt – Instandsetzung von Rissen und Fugen bei wasserundurchlässigen Bauwerken aus Beton 18.–19. September 2012, Nürnberg 4. Symposium: Beschichten von Beton 24.–25. Oktober 2012, Bochum 8. Symposium: Verstärken von Brücken- und Hochbauten 14.–15. November 2012, Bochum Informationen/Anmeldung Technische Akademie Wuppertal e.V. Tagungsbüro Hubertusallee 18, 42117 Wuppertal Tel. +49 (0)202/7495318 Fax +49 (0)202/7495324

Bauphysik 34 (2012), Heft 1

WUFI®-Basis-Seminar 21./22. März 2012, Holzkirchen 23./24. Oktober 2012, Holzkirchen WUFI®-Update-Seminar 23./24. Mai 2012, Holzkirchen WUFI®-2D-Seminar 25./26. Oktober 2012, Holzkirchen WUFI®-Plus-Seminar 18./19. April 2012,Holzkirchen 07./08. November 2012, Freiburg (eng.) Informationen/Anmeldung: Fraunhofer-Institut für Bauphysik IBP Institutsteil Holzkirchen Mirjam Bakker Fax +49 (0)8024/643366 mirjam.bakker@ibp.fraunhofer.de 38. Aachener Bausachverständigentage 2012: Gebäude und Gelände – Problemfeld Gebäudesockel und Außenanlagen 23./24. April 2012, Aachen Informationen/Anmeldung AIBau Theresienstraße 19, 52072 Aachen Fax +49(0)241/91050720 Tagung2012@aibau.de www.aibau.de Raumlufttechnik im Gesundheitswesen – DIN 1946-4 24. April 2012, Hamburg Lüftung von Nichtwohngebäuden – praktische Anwendung der neuen DIN EN 13779 und DIN EN 15251 08. Mai 2012, Hamburg

Fax +49 (0)30/201430810 maus@berliner-impulse.de www.berliner-energietage.de

Messen / Kongresse GeoTHERM – expo & congress 01.–02. März 2012, Offenburg Informationen/Anmeldung www.geotherm-offenburg.de Fassadenkongresses im Architektenforum „The Art of Planning“ auf der R+T 2012 01. März 2012, Stuttgart Informationen/Anmeldung Landesmesse Stuttgart GmbH Messepiazza 1, 70629 Stuttgart Tel. +49 (0)711/185602922 Fax +49 (0)711/185602460 andrea.schoenhofen@messe-stuttgart.de www.art-of-planning.de 3. Internationaler Holz[Bau]PhysikKongress: Wärme Brand Schall 08. und 09. März 2012, Leipzig Informationen/Anmeldung Büro für Bauphysik Drei-Rosen-Straße 32, 52066 Aachen Tel. +49 (0)241/59485 Fax +49 (0)241/57712 rbl@holzbauphysik.de 9. GRE-Kongress: Die Energiewende entscheidet sich im Gebäudebereich 15. und 16. März 2012, Kassel

Informationen/Anmeldung: DIN-Akademie c/o Beuth Verlag Burggrafenstraße 6, 10787 Berlin Tel. +49 (0)30/26012518 dinakademie@beuth.de www.beuth.de/din-akademie

Informationen/Anmeldung Gesellschaft für Rationelle Energieverwendung – GRE e.V. Gottschalkstraße 28a, 34127 Kassel Tel. +49(0)1805/341273 gre@gre-online.de www.gre-online.de

16. Internationale Passivhaustagung 2012 04. und 05. Mai 2012, Hannover

EcoBau Live Die neue Fachmesse für nachhaltiges Bauen in Deutschland Design, Konstruktion, Modernisierung und erneuerbare Energien in „grünen“ Gebäuden 27.–29. März 2012, Köln

Informationen/Anmeldung: Passivhaus Institut Rheinstraße 44/46, 64283 Darmstadt Fax +49 (0)6151/8269911 mail@passiv.de Berliner Energietage 2012 Energieeffizienz in Deutschland 23.–25. Mai 2012, Berlin Informationen/Anmeldung: ARGE Berliner ImpulsE c/o Energie- und UmweltManagementberatung Pöschk Oranienplatz 4, 10999 Berlin Jürgen Pöschk Tel. +49 (0)30/201430821

Informationen/Anmeldung: EXPO XXI Kristina Willenborg Tel. +49 (0)30/74929083 kristina.willenborg@ecobaulive.de www.expoxxi.de Consense 2012 19.–20. Juni 2012, Stuttgart Informationen/Anmeldung: Neue Messe Stuttgart Flughafenrandstraße, 70629 Stuttgart www.messe-stuttgart.de/consense/

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Ernst & Sohn Stellenmarkt Âˇ Februar 2012

An der Hochschule fĂźr Technik (HFT) Stuttgart ist in der FakultĂ¤t Bauingenieurwesen, Bauphysik und Wirtschaft zum Wintersemester 2012/13 im Studienbereich Bauingenieurwesen eine Die KEMPEN KRAUSE INGENIEURE sind eine international tĂ¤tige Unternehmensgruppe planender und beratender Bauingenieure. Mehr als 150 Mitarbeiter der verschiedensten Fachdisziplinen planen anspruchsvolle Projekte auf allen Kontinenten. Dabei legen wir immer auch Wert auf innovative Tragwerksstrukturen, energieeffiziente Bauteil- und Fassadengestaltung sowie ressourcenschonendes, nachhaltiges Bauen. Zur Weiterentwicklung unseres Standortes Aachen suchen wir zum nĂ¤chstmĂśglichen Zeitpunkt den

Leiter Fachbereich Bauphysik (m/w) Ihr Profil: Sie sind Bauingenieur mit einem sehr guten Diplom- oder Master-Abschluss fĂźr die Bereiche Thermische Bauphysik und/oder Bau-/Raumakustik/LĂ¤rmschutz und verfĂźgen bereits Ăźber mehrjĂ¤hrige Projektleitungserfahrung bei anspruchsvollen Projekten. Ihre FĂźhrungserfahrung, die relevanten Anwenderkenntnisse bauphysikalischer Software, insbesondere im Bereich der GebĂ¤udesimulation, und ihre ausgeprĂ¤gte Kundenorientierung prĂ¤destinieren Sie zur Leitung und zum Ausbau eines Teams von zur Zeit fĂźnf Mitarbeitern. Ihre Aufgabe: Der Leiter Fachbereich Bauphysik berichtet direkt an die GeschĂ¤ftsleitung und zeichnet mitverantwortlich fĂźr die Akquisition neuer Projekte. Er koordiniert die Planung und berĂ¤t bei der Umsetzung aller energetischen und akustischen ProblemlĂśsungen. Mit seinem Team erstellt er innovative bauphysikalische Konzepte und fĂźhrt die geforderten Nachweise. Er leitet die nach Â§ 26 BImSchG bekannt gegebene Messstelle fĂźr GerĂ¤usche. Unser Angebot: Wir bieten eine verantwortungsvolle FĂźhrungsposition bei anspruchsvollen Projekten in einem etablierten BĂźro mit hoher Sachkompetenz, das Ăźber eine moderne BĂźro-Infrastruktur verfĂźgt. Wir legen groĂ&#x;en Wert auf regelmĂ¤Ă&#x;ige interne und externe Fortbildungen, zu denen wir uns gegenseitig verpflichten. Es erwarten Sie eine hohe Unternehmenskultur mit Ăźberdurchschnittlichen Sozialleistungen und ein gutes Betriebsklima. Zudem planen und fĂśrdern wir aktiv Ihre persĂśnliche und berufliche Entwicklung. Haben wir Ihr Interesse geweckt? Dann freuen wir uns auf Ihre aussagekrĂ¤ftigen Bewerbungsunterlagen per Post oder Email an:

KEMPEN KRAUSE INGENIEURGESELLSCHAFT GeschĂ¤ftsleitung RitterstraĂ&#x;e 20 â&#x20AC;˘ 52072 Aachen bewerbungen@kempenkrause.de

Professur fĂźr Stahl- und Verbundbau (Bes.Gr. W2) Kennziffer: 404 neu zu besetzen. Gesucht wird eine Bauingenieurin oder ein Bauingenieur mit Ăźberdurchschnittlichen Kenntnissen und baupraktischen Erfahrungen auf den Gebieten Stahlbau und Verbundbau. Vorausgesetzt werden dazu auch Erfahrungen im SchweiĂ&#x;en von Metallbaustoffen. Die zu berufende Person soll in der FakultĂ¤t im Bachelor-Studiengang Bauingenieurwesen als Schwerpunkt das Fachgebiet Stahlbau/Verbundbau in der Lehre und praxisnaher Forschung vertreten. DarĂźber hinaus werden die Mitarbeit im Bachelor-Studiengang Wirtschaftsingenieurwesen, in den Master-StudiengĂ¤ngen Konstruktiver Ingenieurbau und Grundbau/Tunnelbau sowie die Mitwirkung in anderen GrundlagenfĂ¤chern des Studienbereiches erwartet. Vorausgesetzt werden neben vertieften Kenntnissen Ăźber Stahl- und Verbundbau auch Erfahrungen im Holzbau. Mit der Professur ist die Leitung des SchweiĂ&#x;labors verbunden. Informationen zu den Einstellungsvoraussetzungen sowie den dienstlichen Aufgaben der Professorinnen und Professoren finden Sie unter www.hft-stuttgart.de/Aktuell/Stellenangebote/ Einstellungsvoraussetzungen. Weitere inhaltliche AuskĂźnfte zur Stellenbeschreibung erhalten Sie vom Studiendekan fĂźr den Master Konstruktiver Ingenieurbau (Roland.Fink@hft-stuttgart.de; Telefon Sekretariat +49 (0)711 8926 2575). Die Bewerbungsfrist endet am 10.03.2012.

â&#x20AC;˘ Immissionsschutz â&#x20AC;˘ Bauakustik Messstelle nach Â§Â§ 26; 28 BImSchG

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Verband der MaterialprĂźfungsanstalten e.V: (VMPA)

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FĂźr unser Kieler BĂźro suchen wir eine/n engagierte/n

Dipl.-Ingenieur/Bachelor (m/w) Technischer Umweltschutz, Physikalische Technik o.Ă¤. Wir bieten einen zukunftsorientierten Arbeitsplatz mit vielseitigen Aufgaben in einem angenehmen Arbeitsumfeld als unbefristete Vollzeitstelle. Ă&#x153;ber Teilzeitarbeit besteht GesprĂ¤chsbereitschaft bei zeitlicher FlexibilitĂ¤t.

Das Arbeitsfeld umfasst die Erstellung technischer Gutachten in den Bereichen des Schall-Immissionsschutzes

und der Bau- und Raumakustik. UnterstĂźtzt durch die Anwendung spezieller Programme zur Schallausbreitung im Freien und in RĂ¤umen und den Einsatz ausgewĂ¤hlter Messtechnik.

Ihr Profil. Die Aufgabe verlangt physikalische Kenntnisse der Akustik und immissionsschutzrechtliche Grundlagen. FĂźr ArchitektengesprĂ¤che bringen Sie rĂ¤umliches VorstellungsvermĂśgen mit. Sie verfassen verstĂ¤ndliche Berichte. Idealerweise haben Sie bereits wĂ¤hrend des Studiums oder in der beruflichen Praxis vertiefte Kenntnisse und Erfahrungen in der technischen Akustik gesammelt. Sie bringen KommunikationsstĂ¤rke, TeamfĂ¤higkeit und Verantwortungsbewusstsein mit, sowie SpaĂ&#x; an strukturiertem Arbeiten. Sie verfĂźgen Ăźber einen Pkw-FĂźhrerschein (Klasse 3 bzw. B). Es erwartet Sie ein nettes Team in einer schĂśnen Stadt an der Ostsee. Wir freuen uns auf Sie. Bei Interesse senden Sie bitte Ihre Bewerbungsunterlagen sowie eine Angabe zu Ihren Gehaltsvorstellungen an: ALK Akustik-Labor Kiel GmbH, z.Hd. Frau Grief-Rasch, Wilhelmstr. 2, 23558 LĂźbeck, per Email: ellen.grief@alkakustik-labor.de, Tel.: Fr. Grief-Rasch 0170 / 800 31 72, weitere Infos: www.alk-akustik-labor.de

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Ernst & Sohn Stellenmarkt · Februar 2012

Ja, Sie können zu Projekten auf allen fünf Kontinenten beitragen und somit weltweit agieren. Mit der Entwicklung zukunftsfähiger Transportlösungen sowie sauberer Energieerzeugung stellen wir uns den wichtigsten Herausforderungen unseres Planeten. Als globaler Entwickler von Energie- und Transportinfrastrukturen bietet Ihnen Alstom die Gelegenheit, die Gegenwart zu gestalten und dabei die Zukunft, Ihre Zukunft, nicht aus den Augen zu verlieren. Die ALSTOM Boiler Deutschland GmbH mit Sitz in Stuttgart hat sich auf die Bereiche Dampferzeuger-/Feuerungstechnologie sowie Umweltschutz spezialisiert. Aufgrund des derzeitigen Booms im Kraftwerksmarkt suchen wir Sie.

Gruppenleiter Stahlbau Statik (m/w)

Gruppenleiter Stahlbau Konstruktion (m/w)

Stellenangebotsnummer STU000A1

Stellenangebotsnummer STU0005U

Ihre Aufgaben: - Führung und Organisation der Gruppe Stahlbau Statik am Standort Stuttgart - Verantwortung für Personal, Qualität, Termine und Kosten in Linienmanagementfunktion - Vollständige und termingerechte Sicherstellung der EngineeringLeistung für das Projektmanagement - Ergebnisorientierte sowie fachlich innovative Führung und Weiterbildung der Gruppenmitglieder sowie der internen Prozesse - Sicherstellung der kontinuierlichen Verbesserung sowie der wirtschaftlichen Abwicklung der Projektaufgaben - Projektübergreifende Leitung und Koordination der Schnittstellen der Stahlbaustatik sowie Tragwerksplanung und Anwendung von nationalen und internationalen Normen - Standardisierung und Weiterentwicklung der statischen Berechnungskonzepte sowie Aufbau und Führung von internen Expertenteams im Bereich Standardisierung, Erdbeben und Windgutachten

Ihre Aufgaben: - Führung und Organisation der Gruppe Stahlbau Konstruktion am Standort Stuttgart - Verantwortung für Personal, Qualität, Termine und Kosten in Linienmanagementfunktion - Vollständige und termingerechte Sicherstellung der EngineeringLeistung für das Projektmanagement - Ergebnisorientierte sowie fachlich innovative Führung und Weiterbildung der Gruppenmitglieder sowie der internen Prozesse - Sicherstellung der kontinuierlichen Verbesserung sowie der wirtschaftlichen Abwicklung der Projektaufgaben - Projektübergreifende Führung, Überwachung und Qualitätssicherstellung des 3D PDMS-Modellaufbaus sowie der Abwicklung der CE/BE- und DE-Phase der Stahlbaukonstruktion - Standardisierung der Arbeitsabläufe innerhalb der Stahlbaukonstruktion sowie Koordination der Arrangement-Review- und Arrangement-Freeze-Prozesse

Ihr Proﬁl: - Abgeschlossenes Studium des Bauingenieurwesens mit Vertiefungsrichtung Stahlbau - Mehrjährige Erfahrungen und Fachkenntnisse in Stahlbau-Statik und Tragwerksplanung - Führungskompetenz und Erfahrung in Teamführung - Systematische, eigenverantwortliche Arbeitsweise - Ausgezeichnete Kommunikationsfähigkeiten, sehr gute Englischkenntnisse - Kenntnisse der Tools R-Stab, Tekla und PDMS erwünscht

Ihr Proﬁl: - Abgeschlossenes Studium des Bauingenieurwesens mit Vertiefungsrichtung Stahlbau - Mehrjährige Erfahrungen und Fachkenntnisse in StahlbauKonstruktion - Führungskompetenz und Erfahrung in Teamführung - Systematische, eigenverantwortliche Arbeitsweise - Ausgezeichnete Kommunikationsfähigkeiten, sehr gute Englischkenntnisse - Kenntnisse der Tools R-Stab, Tekla und PDMS erwünscht

Alstom ist weltweit ein Marktführer in den Bereichen Energieerzeugung und Schienenverkehr. Wir setzen Maßstäbe bei der Entwicklung innovativer und umweltfreundlicher Technologien: Mit dem schnellsten Höchstgeschwindigkeitszug und der kapazitätsstärksten automatisierten U-Bahn der Welt. Mit Lösungen, Ausrüstung und Dienstleistungen für schlüsselfertige, voll integrierte Kraftwerke für vielfältige Energiequellen, z. B. Wasserkraft, Atomkraft, Gas, Kohle und Wind. Und mit umfassenden Lösungen für die Stromübertragung mit Schwerpunkt auf intelligente Stromnetze („Smart Grids“). Die Alstom-Gruppe beschäftigt 93.500 Personen in über 100 Ländern; der Umsatz belief sich 2010/11 auf rund 21 Mrd. EURO. Wir bieten Ihnen einen abwechslungsreichen Arbeitsplatz in einem spannenden Umfeld mit den attraktiven Rahmenbedingungen und Entwicklungsperspektiven eines internationalen Großunternehmens. Wir freuen uns auf Ihre Bewerbung inklusive Eintrittstermin und Gehaltsvorstellung. Bitte bewerben Sie sich online auf unserer Website www.careers.alstom.com unter der jeweiligen Stellenangebotsnummer oder per E-Mail unter rekrutierung.stuttgart@power.alstom.com. Weitere aktuelle Jobs ﬁnden Sie unter: www.careers.alstom.com

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Ernst & Sohn Stellenmarkt · Februar 2012

Der Oberbürgermeister

Die Gebäudewirtschaft der Stadt Köln ist ein städtisches Unternehmen, das auf dem Gebiet des professionellen Facility-Managements städtischer Immobilien eine Vorreiterfunktion unter den deutschen Städten einnimmt. Wir unterstützen die beruﬂiche Entwicklung unserer Mitarbeiterinnen und Mitarbeiter und honorieren persönliches Engagement für den gemeinsamen Erfolg. Vor diesem Hintergrund suchen wir ab sofort zur Verstärkung unseres Teams im Bereich der Qualitätssicherung Architektur/Tragwerksplanung - Bauphysik

eine Bauingenieurin / einen Bauingenieur der Vertiefungsrichtung konstruktiver Ingenieurbau für den Bereich der Bauphysik mit umfassenden bauphysikalischen Kenntnissen sowie

zwei Bauingenieurinnen / zwei Bauingenieure der Vertiefungsrichtung konstruktiver Ingenieurbau als Tragwerksplanerin / Tragwerksplaner Nähere Einzelheiten entnehmen Sie bitte der Stellenausschreibung auf der Internetseite der Stadt Köln unter www.stadt-koeln.de. Für Rückfragen steht Ihnen Herr Dr. Schaefer unter der Telefon- Nr. 0221/ 221 -22495 zur Verfügung.

Die Hochschule Ruhr West (HRW) ist eine junge, staatliche Hochschule mit hohen Qualitätsstandards. Sie hat ihre Standorte in den attraktiven Ruhrgebietsstädten Mülheim an der Ruhr und Bottrop. Der fachliche Schwerpunkt liegt auf den MINT-Fächern – Mathematik, Informatik, Naturwissenschaften und Technik. Die HRW, die im September 2009 ihren Lehrbetrieb aufgenommen hat, setzt auf Chancengleichheit und Familienfreundlichkeit. Am neu gegründeten Institut für Bauingenieurwesen der HRW sind zum nächstmöglichen Zeitpunkt folgende W2-Professuren zu besetzen:

Bauphysik und Baukonstruktion (Kennziffer 03-2012)

Baustoffkunde und Bauchemie (Kennziffer 04-2012) Die HRW befindet sich in der Aufbauphase und bietet Ihnen die Gelegenheit, diese aktiv mitzugestalten. Wir wünschen uns Persönlichkeiten, die Freude daran haben, sich neben den üblichen Aufgaben in Lehre, Forschung und Weiterbildung auch in den Selbstverwaltungsgremien zu engagieren und die Chance ergreifen, mit eigenen Ideen die Hochschule zu bereichern und das Studienprogramm inhaltlich weiter zu entwickeln. Wenn Sie Interesse daran haben, Ihre planerischen, organisatorischen und kommunikativen Fähigkeiten hierzu einzusetzen, sind Sie bei uns richtig. Die Hochschule Ruhr West arbeitet eng mit der regionalen und überregionalen Wirtschaft zusammen. Dies bietet Ihnen die Möglichkeit zur Zusammenarbeit mit den Firmen auf dem Gebiet der Lehre wie auch in anwendungsbezogenen Forschungs- und Entwicklungsprojekten. Eine hohe Forschungs- und Entwicklungsaffinität und die regelmäßige Einwerbung von Drittmitteln werden ausdrücklich unterstützt. Die Einstellungsvoraussetzungen für Professorinnen und Professoren richten sich nach § 36 HG NRW. Bewerberinnen und Bewerber müssen eine mindestens 36 Monate dauernde berufspraktische Tätigkeit auf einem Gebiet, das der ausgeschriebenen Stelle entspricht, außerhalb des Hochschulbereichs nachweisen. Nähere Informationen zu den ausgeschrieben Stellen finden Sie unter: www.hochschule-ruhr-west.de/service/stellenauschreibungen.html

Wir sind eine überregional tätige Ingenieurgesellschaft für Bauphysik mit Schwerpunkten im Bereich Schallschutz, Schallimmissionsschutz, Raumakustik und Thermische Bauphysik. Zur Verstärkung unseres Teams am Bürostandort Düsseldorf suchen wir baldmöglichst einen/eine

Bauphysiker/in Sie besitzen ein abgeschlossenes Studium der Fachrichtung Bauphysik, Bauingenieurwesen, technische Akustik oder angrenzender Ingenieurwissenschaften. Idealerweise verfügen Sie über ausreichende Berufspraxis im Bereich der baupyhsikalischen Objektberatung und haben Spaß am strukturierten und selbstständigen Lösen komplexer Aufgabenstellungen in einem engagierten Team. In diesem Falle freuen wir uns auf Ihre aussagekräftigen Bewerbungsunterlagen per Post oder E-Mail. Ingenieurgesellschaft bsp. Beratende Ingenieure für Bauphysik Kapellstraße 14 – 40479 Düsseldorf E-Mail: info@bsp-duesseldorf.de Internet: www.bsp-duesseldorf.de

Bitte senden Sie uns als Bewerbungsunterlagen ausschließlich Fotokopien und verzichten Sie auf aufwändige Bewerbungsmappen, da diese nicht zurückgeschickt werden können. Bewerbungen auf elektronischem Weg werden nicht berücksichtigt. Bitte legen Sie den Unterlagen alle relevanten Zeugnisse und – soweit vorhanden – Evaluationsergebnisse bei. Wenn Sie der Prozess der Neugründung einer Hochschule reizt und Sie uns bei dieser spannenden Aufgabe unterstützen möchten, richten Sie Ihre Bewerbung mit den üblichen Unterlagen sowie dem Verzeichnis der wissenschaftlichen Arbeiten, Veröffentlichungen, Patente und vollständigem Schriftenverzeichnis bitte bis zum 29. 02. 2012 unter Angabe der o. g. Kennziffer an den: Präsidenten der Hochschule Ruhr West Mellinghofer Straße 55, Gebäude 35, 45473 Mülheim an der Ruhr Zusätzlich wird darum gebeten, einen Bewerbungsbogen sowie ein Motivationsschreiben (Formblätter unter: http://www.hochschule-ruhr-west.de/ service/stellenauschreibungen.html) auszufüllen und den Bewerbungsunterlagen beizufügen. Die Berufungsgespräche sind wie folgt terminiert: Kennziffer 03-2012 – 28. 03. 12 Kennziffer 04-2012 – 16. 04. 12

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Ernst & Sohn Stellenmarkt · Februar 2012

Gruppenleiter Stahlbau Projekte (m/w) Stellenangebotsnummer STU00062

Gruppenleiter Bautechnik/Baustellen Engineering (m/w) Stellenangebotsnummer STU000BE

Ihre Aufgaben: - Führung und Organisation der Gruppe Stahlbau Projekte am Standort Stuttgart - Verantwortung für Personal, Qualität, Termine und Kosten in Linienmanagementfunktion - Vollständige und termingerechte Sicherstellung der EngineeringLeistung für das Projektmanagement - Ergebnisorientierte sowie fachlich innovative Führung und Weiterbildung der Gruppenmitglieder sowie der internen Prozesse - Sicherstellung der kontinuierlichen Verbesserung sowie der wirtschaftlichen Abwicklung der Projektaufgaben - Projektübergreifende Überwachung sowie Reporting von Kapazitäts- und Terminplanung, Projektfortschritt, Budget, Cost to Complete, Claims sowie Änderungsmanagement an das Linienmanagement - Standardisierung und Weiterentwicklung der Projektmanagementtools

Ihre Aufgaben: - Führung und Organisation der Gruppe Bautechnik am Standort Stuttgart - Verantwortung für Personal, Qualität, Termine und Kosten in Linienmanagementfunktion - Vollständige und termingerechte Sicherstellung der EngineeringLeistung für das Projektmanagement - Ergebnisorientierte sowie fachlich innovative Führung und Weiterbildung der Gruppenmitglieder sowie der internen Prozesse - Sicherstellung der kontinuierlichen Verbesserung sowie der wirtschaftlichen Abwicklung der Projektaufgaben - Projektübergreifende Führung, Überwachung und Qualitätssicherstellung der auszuführenden Bautechnik der Bereiche Fassade, Dach, Heizung-Lüftung, Brandschutz sowie Bühnenausführung in Stahlbaubetonweise - Standardisierung der Speziﬁkationen der Bautechnik - Führung und Organisation des Baustellen Engineerings

Ihr Proﬁl: - Abgeschlossenes Studium des Bauingenieurwesens oder Maschinenbau - Mehrjährige Fachkenntnisse im Anlagenbau - Führungskompetenz und Erfahrung in Teamführung - Systematische, eigenverantwortliche Arbeitsweise - Ausgezeichnete Kommunikationsfähigkeiten, sehr gute Englischkenntnisse - Kenntnisse der Tools R-Stab, Tekla und PDMS erwünscht

Ihr Proﬁl: - Abgeschlossenes Studium des Bauingenieurwesens oder Maschinenbau - Mehrjährige Fachkenntnisse in Bautechnik, Anlagensicherheit und Brandschutz - Führungskompetenz und Erfahrung in Teamführung - Systematische, eigenverantwortliche Arbeitsweise - Ausgezeichnete Kommunikationsfähigkeiten, sehr gute Englischkenntnisse - Kenntnisse der Tools R-Stab, Tekla und PDMS erwünscht

Mit Ihrer Präsenz im Ernst & Sohn Stellenmarkt erreichen Sie qualifiziertes Personal im Fachgebiet Bauingenieurwesen Kontakt: Jasmin.Meyer@Wiley.com oder Tel. +49 (0)30/47031-238

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Ingenieurbaustoffe

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â&#x2013; Baustoffe erfĂźllen ihren Zweck, wenn sie richtig aus gewĂ¤hlt, hergestellt und verarbeitet sind. Dieses Buch behandelt die wichtigsten Werkstoffe des Konstruktiven Ingenieurbaus. Es fĂźhrt zunĂ¤chst grundlegend in das mechanische Werkstoffverhalten, die rheologischen Modelle, die Bruchmechanik und die Transportmechanismen porĂśser Stoffe ein. Systematisch werden dann die Baustoffe jeweils mit ihrer Zusammensetzung und ihrem mechanischem Verhalten als Funktion von Belastungsart und -geschwindigkeit, Temperatur und Feuchte beschrieben. GroĂ&#x;er Wert wird dabei auf eine vergleichende Betrachtung gelegt. Somit schlĂ¤gt das Buch die BrĂźcke zwischen Grundlagenwissen und Baupraxis, Ăźber welche konstruktive Ingenieure gehen kĂśnnen, denn sie sind verantwortlich fĂźr die richtige und optimale Auswahl und Verarbeitung der Werkstoffe, manchmal auch fĂźr deren Herstellung HANS-WOLF REINHARDT (z.B. Beton). Eine grĂźndliche Kenntnis des mechanischen, Ingenieurbaustoffe physikalischen und chemischen Verhaltens ist hierfĂźr 2., Ăźberarbeitete AuďŹ&#x201A;age, Voraussetzung. 2010. 3 4 Seiten, 3 Abb., ÂŹ4AB ÂŹGb. % 9,â&#x20AC;&#x201C;

ISBN 978-3-433-02920-6 ÂŹ

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Korrosionsschutz nach DIN EN ISO 12944 22. und 23. MĂ¤rz 2012

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Seminare und Symposien der Technischen Akademie Wuppertal e. V. 5.-6.3.2012 8.3.2012 13.-14.3.2012 22.-23.3.2012 22.-23.3.2012 18.4.2012 19.4.2012 18.-19.4.2012 19.-20.4.2012 19.-20.4.2012 26.4.2012 22.-23.5.2012 12.-13.6.2012 18.-19.9.2012

Nachhaltiges Bauen und Gebäude-Zertifizierung Holzschutz in Bauteilen im Freien und unter Dach Einführung in das Energiemanagement für Immobilien Technisches Gebäudemanagement − Eine Einführung in die Praxis Computerunterstützte Gebäudebetriebs- und Überwachungssysteme Vermeidbare Baumängel Teil III Vermeidbare Baumängel Teil IV Beläge, Abdichtungen und Korrosionsschutz sium Sympo von Brückenbauwerken und Parkhäusern Rohrvortrieb − Eine Leitfaden zur partnerschaftlichen Realisierung Due Diligence Real Estate osium Fugenabdichtung im Ingenieurbau Symp m Behälter und Becken aus Spann- und Stahlbeton Symposiu m Brückenausrüstung Symposiu Abdichtung von wasserundurchlässigen Bauwerken aus Beton sium Sympo im Ingenieur-, Wasser- und Tiefbau

Wuppertal Altdorf b. Nürnberg Altdorf b. Nürnberg Berlin Wuppertal Wuppertal Wuppertal Bochum Berlin Altdorf b. Nürnberg Bochum Bochum Bochum Nürnberg

Mehr über unsere Veranstaltungen finden Sie unter: www. taw.de Sie können sich aber auch direkt an uns wenden. Wir freuen uns auf Ihren Anruf oder Ihre E-Mail. Ihr Ansprechpartner für Seminare: Dr.-Ing. Manfred Jahn 0 91 87 931 - 210 manfred.jahn@taw.de

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Fugenabdichtung im Ingenieurbau Leitung und Moderation Dipl.-Ing., Dipl.-Ing. (FH) Peter J. Gusia Bundesanstalt für Straßenwesen (BASt) Bergisch Gladbach Termin 26. April 2012 Ort TAW - Tagungszentrum Bochum Innovationspark Springorum Mehr Information über diese Veranstaltung finden Sie auf unserer Hompage www.taw.de unter Kongresse / Fachtagungen Haben Sie noch Fragen? Dann freuen wir uns auf Ihren Anruf oder Ihre E-Mail. Ihr Ansprechpartner für TAW-Symposien ist:

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15_BP_Impr.-Vorschau_16_BP_Impr.-Vorschau.qxd 31.01.12 09:17 Seite 1

Impressum Die Zeitschrift „Bauphysik“ veröffentlicht Beiträge aus den Bereichen Wärme, Feuchte, Schall, Brand, Stadtklima sowie der Lichtund Solartechnik, der Heizungs-und Lüftungstechnik, der rationellen Energieanwendung mit besonderem Bezug auf die bauphysikalischen Grundlagen, auf innovative Lösungen bei Berechnung, Konstruktion und Ausführung und damit im Zusammenhang stehende Fragestellungen. Mit der Annahme eines Manuskripts erwirbt der Verlag Ernst & Sohn das ausschließliche Verlagsrecht. Grundsätzlich werden nur Arbeiten zur Veröffentlichung angenommen, deren Inhalt weder im In- noch im Ausland zuvor erschienen ist. Das Veröffentlichungsrecht für die zur Verfügung gestellten Bilder und Zeichnungen ist vom Verfasser einzuholen. Der Verfasser verpflichtet sich, seinen Aufsatz nicht ohne ausdrückliche Genehmigung des Verlages Ernst & Sohn nachdrucken zu lassen. Für das Verhältnis zwischen Verfasser und Redaktion oder Verlag und für die Abfassung von Aufsätzen sind die „Hinweise für Autoren“ maßgebend. Diese können beim Verlag angefordert oder im Internet unter www.ernst-und-sohn.de/zeitschriften abgerufen werden. Die in der Zeitschrift veröffentlichten Beiträge sind urheberrechtlich geschützt. Alle Rechte, insbesondere das der Übersetzung in fremde Sprachen, vorbehalten. Kein Teil dieser Zeitschrift darf ohne schriftliche Genehmigung des Verlages in irgendeiner Form reproduziert werden. Warenbezeichnungen, Handelsnamen oder Gebrauchsnamen, die in der Zeitschrift veröffentlicht werden, sind nicht als frei im Sinne der Markenschutz-und Warenzeichen-Gesetze zu betrachten, auch wenn sie nicht eigens als geschützte Bezeichnungen gekennzeichnet sind. Manuskripte sind an die Redaktion zu senden. Auf Wunsch können von einzelnen Beiträgen Sonderdrucke hergestellt werden. Anfragen sind an den Verlag zu richten. Aktuelle Bezugspreise Die Zeitschrift „Bauphysik“ erscheint mit 6 Ausgaben pro Jahr. Neben „Bauphysik print“ steht „Bauphysik online“ im PDF-Format über den Online-Dienst Wiley Online Library im Abonnement zur Verfügung. Bezugspreise

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Periodical postage paid at Jamaica NY 11431. Air freight and mailing in the USA by Publications Expediting Services Inc., 200 Meacham Ave., Elmont NY 11003. USA POSTMASTER: Send address changes to Bauphysik c/o Wiley-VCH, 111 River Street, Hoboken, NJ 07030. „Bauphysik“ im Internet: http://bauphysik.ernst-und-sohn.de Verantwortlich für den redaktionellen Teil: Chefredakteurin: Dipl.-Ing. Claudia Ozimek Rotherstraße 21, 10245 Berlin Tel.: (0 30) 4 70 31-2 62, Fax: (0 30) 4 70 31-2 70 E-mail: claudia.ozimek@wiley.com Wissenschaftlicher Beirat: Univ.-Prof. Dr.-Ing. Nabil A. Fouad Leibniz Universität Hannover, Institut für Bauphysik, Appelstraße 9a, D-30167 Hannover Univ.-Prof. em. Dr.-Ing. habil Dr. h. c. mult. Dr. E. h. mult. Karl Gertis, Universität Stuttgart, Lehrstuhl für Bauphysik Pfaffenwaldring 7, D-70569 Stuttgart Univ.-Prof. Dr.-Ing. Gerd Hauser TU München, Lehrstuhl Bauphysik Arcisstraße 21, D-80333 München Prof. Dr.-Ing. Hans-Gerd Meyer Lückhoffstraße 15, D-14129 Berlin Redaktionsassistenz: Petra Franke Rotherstraße 21, 10245 Berlin Tel.: (0 30) 4 70 31-2 79, Fax: (0 30) 4 70 31-2 27 E-mail: petra.franke@wiley.com Verantwortlich für Produkte und Objekte: Dr. Burkhard Talebitari-Tewes Rotherstraße 21, 10245 Berlin Tel.: (0 30) 4 70 31-2 73, Fax: (0 30) 4 70 31-2 29 E-mail: btalebitar@wiley.com Gesamtanzeigenleitung: Verlag Ernst & Sohn Fred Doischer Tel.: (0 30) 4 70 31-2 34 Anzeigenleiterin: Verlag Ernst & Sohn Sigrid Elgner Rotherstraße 21, 10245 Berlin Tel.: (0 30) 4 70 31-2 54, Fax: (0 30) 4 70 31-2 30 E-mail: sigrid.elgner@wiley.com Kunden-/Leserservice: Abonnementbetreuung, Einzelheft-Verkauf, Probehefte, Adreßänderungen Wiley-VCH Kundenservice für Ernst & Sohn Boschstraße 12, D-69469 Weinheim Tel.: +49 (0) 6201/606-400, Fax: +49 (0) 6201/606-184 E-mail: cs-germany@wiley.com Gesamtherstellung: NEUNPLUS1 GmbH – Berlin Satz: LVD/BlackArt, Berlin © 2012 Ernst & Sohn Verlag für Architektur und technische Wissenschaften GmbH & Co KG, Berlin

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Bauphysik 34 (2012), Heft 1

15_BP_Impr.-Vorschau_16_BP_Impr.-Vorschau.qxd 31.01.12 09:17 Seite 2

Vorschau

Themen Heft 2/2012 David Mannes, Jon-Anton Schmidt, Thomas Volkmer, Peter Niemz Untersuchungen zum Einfluss der Klebstoffart auf den kapillaren Wassertransport in Holz parallel zur Faserrichtung Mittels Neutronenradiographie wurde an verklebten und unverklebten Fichtenholzproben der kapillare Wassertransport in Faserrichtung ermittelt. Bei EPI und 1K-PUR konnte ein deutlicher Feuchtestau im Bereich der Klebfuge festgestellt werden. Bei Knochenleim, PVAc, UF und MUF trat dieses Verhalten nicht auf oder war weniger ausgeprägt. Die Ergebnisse decken sich mit Messungen zum Diffusionswiderstand von Klebstofffilmen und Holzverklebungen der gleichen Klebstoffe. Die Arbeiten dienen als Grundlage für geplante Finite Elemente (FE)-Simulationen zum Feuchtetransport an Bauteilen und der Verhinderung von Bauschäden. Thomas Volkmer, Jon-Anton Schmidt, Katalin Kranitz, Peter Niemz Untersuchungen zum Einfluss der Klebstoffart auf den Diffusionswiderstand von Holzverklebungen

Fax +49 (0)30 47031 240 3

31. Jahrgang Juni 2009 ISSN 0171-5445 A 1879

3 n

Bauphysik

An reinen Klebstofffilmen aus verschiedenen Klebstoffen (PVA, PUR, UF, MUF, EPI, Knochenleim) und an verklebten Holzlamellen mit einer mittigen Klebefuge wurde der Diffusionswiderstand im Dry- und im Wet-Cup-Verfahren nach DIN EN ISO 12572 bestimmt. Es wurden deutliche Unterschiede im Diffusionswiderstand zwischen den einzelnen Klebstoffarten gemessen. Der Diffusionswiderstand der Klebstofffilme war wesentlich höher als der der Verklebungen, was auf die entsprechenden Abbindemechanismen und die Eindringung der Klebstoffe in das Substrat zurückzuführen ist. Die Klebefugen der geprüften Systeme PVAc, EPI und 1KPUR erwiesen sich im Vergleich als sehr diffusionsdicht, was bei einer bauphysikalischen Bewertung von verklebten Holzelementen zu berücksichtigen ist.

hallzeiten in Räumen, für die Anforderungen nach DIN 18041 gestellt werden. Oft sind schon vor der Möblierung, z. B. in Büro- und Unterrichtsräumen die Nachhallzeiten messtechnisch zu prüfen und mit den Anforderungen zu vergleichen. Je nach Anordnung der schallabsorbierenden Maßnahmen werden diese im leeren Raum nicht ausreichend „angeregt“, um entsprechend schallabsorbierend zu wirken. Insbesondere in großen Räumen, wie z. B. Sporthallen, in denen oft die schallabsorbierenden Maßnahmen an den Decken angebracht werden, tritt dieser „Effekt“ auf. Daher ist es erforderlich Streukörper zu verwenden. Anhand von Messbeispielen in Sporthallen und Büroräumen werden die Auswirkungen von Streukörpern aufgezeigt. Weitere Aufsätze in Planung

Georg Eßer, Thomas Schäfer Messung der Nachhallzeiten in großen und/oder leeren Räumen Der Anspruch an einer guten raumakustischen Situation nimmt immer mehr an Bedeutung zu. Dadurch vermehren sich auch die Abnahmemessungen der Nach-

(Änderungen vorbehalten)

Ja, wir möchten Bauphysik regelmäßig lesen. 3 Ausgaben und dann entscheiden. Bitte liefern Sie ab nächster Ausgabe drei Ausgaben Bauphysik zum Test für einmalig € 100 / sFr 156. Sollten Sie innerhalb von 10 Tagen nach Erhalt des dritten Heftes nichts von uns hören, bitten wir um Fortsetzung der Belieferung für ein weiteres Jahr / 6 Ausgaben. Nach Fortsetzung der Belieferung kann diese jederzeit mit einer Frist von drei Monaten zum Ablauf des Bezugszeitraumes gestoppt werden. Bitte senden Sie eine Rechnung. Sonderpreis 3 Ausgaben für Studenten einmalig € 27 / sFr 38 gegen Vorlage der Studienbescheinigung.

6 Ausgaben / Jahr Bitte liefern Sie ab nächster Ausgabe Bauphysik zunächst für ein Jahr, 6 Ausgaben, für € 301 / sFr 486. Die Belieferung kann jederzeit mit einer Frist von drei Monaten zum Ablauf des Bezugszeitraumes schriftlich gestoppt werden. Sollten wir keinen Lieferstopp senden, bitten wir um Fortführung der Belieferung für ein weiteres Jahr. Bitte senden Sie eine Rechnung. Sonderpreis für Studenten € 76 / sFr 108 gegen Vorlage der Studienbescheinigung.

– Trocknungskoeffizient für Baustoffe – vereinfachte Flächenerfassung für Mehrzonenbilanzen – Energieeffizienz-Monitoring – Temperieren, Lüften und Belichten von Klassenräumen – Alterungsverhalten von Mineralwolleplatten in WDVS – thermisch aktivierte Bauteile und DIN V 18599 – Bewertung von Sanierungsförderung – Qualitätsprüfung für Energieausweis-Software

Bitte senden Sie eine kostenlose Leseprobe/ 1 Heft der Fachzeitschrift

n Bautechnik n Mauerwerk n geotechnik

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Preise exkl. MwSt. und inkl. Versand. Preise gültig vom 01. 09. 2011 bis 31. 08. 2012.

16_BP_U3_17_BP_U3.qxd 31.01.12 09:18 Seite 1

…und aktuell an anderer Stelle 88. Jahrgang Dezember 2011 ISSN 0932-8351 A 1556

Bautechnik Zeitschrift für den gesamten Ingenieurbau

Heft 3/2012 Designaspekte bei Gründungen für Offshore Windenergieanlagen Tragverhalten von hohen Stahlbetontürmen für Aufwindkraftwerke

– Tragverhalten der Füllbohlen kombinierter Stahlspundwände – Entwurf und Ausführung von kombinierten Pfahl-Plattengründungen – Das Erdbeben vom 22. 2. 2011 in Christchurch, Neuseeland – Technischer Jahresbericht 2011 des AK „Ufereinfassungen" – Neubewertung der Erdbeben in Kandel/Südpfalz von 1880 und 1903 – Zu Baugrubenberechnungen bei schwierigen geotechnischen Randbedingungen – Ponts habités – Teil europäischer Brückenbaukultur – Prüfung von Beschichtungssystemen in Kühlturminnenschalen

Beton- und Stahlbetonbau

106. Jahrgang August 2011 ISSN 0005-9900 A 1740

Solare Aufwindkraftwerke: Ein Beitrag der Bautechnik zur nachhaltigen und wirtschaftlichen Energieerzeugung

Untersuchungen zur Effizienz von thermo-aktiven Abdichtungselementen zur thermischen Nutzung des Untergrunds Drei Brücken, drei Techniken – Zeugen dreier Bauepochen in der Surselva

Heft 3/2012 Nachträgliche Verankerung von Querspanngliedern Stahlklemmkonstruktionen zum halbseitigen Rückbau der Deelbögebrücke Ausführungsqualität von Stahlbeton- und Spannbetonbrücken an Bundesfernstraßen

- Deckenplatten mit integrierten Leitungsführungen - Querkrafttragfähigkeit von Spannbeton-Fertigdecken - Elementdecken mit verstärkten Gitterträgern - Mehrschichtige Stahlbetonwandtafeln - Verbundanker in hoch- und ultrahochfestem Beton - Nachweis von Stahl-Stahlbetonverbindungen - Knotenverbindungen für Fertigteile - Otto Graf an der TH Stuttgart

Kollektorentwicklung für solare Parabolrinnenkraftwerke

Aktualisierte Vergleichstafeln für militärische Lastenklassen bei Straßenbrücken Die Rollbrücken der neuen Landebahn Nordwest am Flughafen Frankfurt/ Main

Berichte Vorgespannte Fertigteile aus Ultrahochfestem Faserbeton (UHPFRC) – Segmentklappverfahren am Beispiel der Wildbrücke Funktional–Skulptural–Integral Die Seitenhafenbrücke in Wien Ein Beitrag zum Städtebau – der Neubau der Josef Eberle Brücke in Rottenburg am Neckara

Integrale Großbrücken mit flexiblen Widerlagern Erfahrungen beim Bau der Rollbrücke Ost 1 am Frankfurter Flughafen 4

Volume 4 August 2011 ISSN 1865-7362

Geomechanics and Tunnelling Geomechanik und Tunnelbau

Heft 1/2012 Modern pre-injection in underground construction with rapid setting microcements and colloidal silica – application in conventional and TBM-tunnelling Vorauserkundungseinrichtungen und Einrichtungen zur Gebirgs-Vorausbehandlung auf einer TBM – State of the art

Selection of tunnelling method

- Mechanised tunnelling Maschineller Vortrieb - Conventional tunnelling Konventioneller Vortrieb - Comparison of the processes Verfahrensvergleich - Selection criteria Auswahlkriterien - Risk analyses Risikoanalysen

15. Jahrgang Dezember 2011 ISSN 1432-3427 A 43283

Mauerwerk Zeitschrift für Technik und Architektur

Vertragsmodelle für TBM-Vortriebe im Festgestein

Zweischalige Auskleidung bei Tunnelbauprojekten der ÖBB mit kontinuierlichem Vortrieb Das AT – Hüllrohrsystem Palomino HRT – investigation drillings in two different geological formations

Automatisierte Felsdehnungsmessungen mit der „TIWAGRadialpresse“ für das geplante Speicherkraftwerk in Kühtei

Heft 1/2012 Druckfestigkeit von Ziegelmauerwerk – aktuelle Auswertungen zur Festlegung von charakteristischen Werten der Mauerwerkdruckfestigkeit in DIN EN 1996 Zukünftige Struktur der Normung im Mauerwerksbau

Eigenschaften industrieller Lehmbauprodukte für den Mauerwerksbau und Verhalten von Lehmsteinmauerwerk Wieviel Sicherheit braucht das Mauerwerk?

Auslaugverhalten von Putzen und Mörteln – Horizontalabdichtung von Bruchsteinmauerwerk mittels Injektionsverfahren – Sanierung historischer Fassaden – Sanierung von Natursteinmauerwerk und Natursteinkonstruktionen – Erdbebensicherheit von Mauerwerksbauten in Österreich – Wiederherstellung der historischen Fassade am Thurn und Taxis Palais – Nachhaltigkeit bei der Sanierung – CIB Commission W023 – Wall Structures: meeting and workshop on EC 6

Stahlbau

81. Jahrgang Januar 2012 ISSN 0038-9145 A 6449

Heft 3/2012 Zerstörungsfreie Prüfung nach EN 1090 unter Berücksichtigung der technischen Möglichkeiten und Verfahrensgrenzen Zähigkeitsdargebote kaltgefertigter Hohlprofile bei tiefen Temperaturen Einsatz von gebogenem Glas im Bauwesen

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Biege- und Biegedrillknicknachweise nach Eurocode 3 Konstruktion und Berechnung explosionshemmender Seilnetzfassaden Zum Einsatz von Betondübeln im Verbundbau (Teil 2) Die Visualisierung des Kraftflusses in Stahlbaukonstruktionen Korrosionsschutz von Kanten an Stahlkonstruktionen (Teil 2) Zur Verwendung verzinkter Bauteile in Hallenbädern Der Bau eiserner Brücken im Südwesten Deutschlands 1844–1889 (Teil 1) Zeche Nordstern: Aufstockung Schacht II

Aktuelle Untersuchungen zum Verhalten von Verbundglas unter Schneelasteinwirkung Dynamische Systemantwort des Timoshenko-Balkens unter Impulseinwirkung aus Detonation Prüfungen im großen Massstab

Risikoorientierte Bemessung von Tragstrukturen – Bedeutungsbeiwerte bei der Differenzierung der Zuverlässigkeit für unterschiedliche Schadens- bzw. Versagensfolgeklassen Deformations- und Bruchdynamik von Sicherheitsglas Qualitätskontrolle von ESG und TVG – Einsatz der Spannungsoptik DIN 18008 – Erfassung von Nutzlasten und Ausfallszenarien Der Bau eiserner Brücken im Südwesten Deutschlands 1844–1889 Teil 3: Vom Gitterträger zum Fachwerk (Änderungen vorbehalten)

17_BP_U4_18_BP_U4.qxd 31.01.12 09:18 Seite 1

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