Beton und Stahlbetonbau 01/2015 free sample copy by Ernst & Sohn

1 110. Jahrgang Januar 2015 ISSN 0005-9900 A 1740

Beton- und Stahlbetonbau

Alkali-Kieselsäure-Reaktionen: – Vorschädigungen infolge zyklischer Beanspruchungen – Untersuchungen in vorgeschädigten Fahrbahndeckenbetonen – Auswirkungen von Ermüdungsbeanspruchungen auf Fahrbahndeckenbeton

- Prüfverfahren zur Bestimmung des Säurewiderstands - Karbonatisierungsverhalten nachbehandelter Betone aus klinkerarmen Zementen - Hochduktiler Beton mit Kurzfaserbewehrung - Mindestnutzhöhen von Stahlbetonplatten - Ingenieurbaupreis 2015

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Beton- und Inhalt Stahlbetonbau 1/15 Zum Titelbild Das Titelbild zeigt die Eisenbahnüberführung Grubentalbrücke auf der Neubaustrecke Ebensfeld – Erfurt, Goldisthal im Thüringer Wald. Das Bauwerk wurde beim Ulrich Finsterwalder Ingenieurbaupreis (vormals Ernst und Sohn Ingenieurbaupreis) mit einer Auszeichnung gewürdigt. Es handelt sich um eine semiintegrale Brücke für den Hochgewindigkeitsverkehr der Bahn, die monolothisch eine Gesamtlänge von 215 m überspannt. Der Entwurf des Ingenieurbüros schlaich bergermann und partner wurde herausragend in die umgebende Landschaft eingepasst und ist außergewöhnlich filigran. Weitere Einzelheiten zum Projekt und zum Ingenieurbaupreis im Beitrag auf den Seiten 65–74. (Foto: schlaich bergermann und partner)

FACHTHEMEN

110. Jahrgang Januar 2015, Heft 1 ISSN 0005-9900 (print) ISSN 1437-1006 (online)

Harald S. Müller Editorial: Konstruktionsbeton – Wohin führt der Weg?

Rolf Breitenbücher Alkali-Kieselsäure-Reaktionen in Betonbauteilen bei gleichzeitiger zyklischer Beanspruchung und externer Alkali-Zufuhr Erste Ergebnisse der DFG-Forschergruppe 1498 Robin Przondziono, Jithender Jaswant Timothy, Minh Ngoc Nguyen, Frank Weise, Rolf Breitenbücher, Günter Meschke, Birgit Meng Vorschädigungen in Beton infolge zyklischer Beanspruchungen und deren Auswirkung auf Transportprozesse im Hinblick auf eine schädigende AKR Colin Giebson, Katja Voland, Horst-Michael Ludwig, Birgit Meng Untersuchungen zur Alkali-Kieselsäure-Reaktion in vorgeschädigten Fahrbahndeckenbetonen Frank Weise, Andreas Wiedmann, Katja Voland, Engin Kotan, Karsten Ehrig, Harald S. Müller Auswirkungen von Ermüdungsbeanspruchungen auf Struktur und Eigenschaften von Fahrbahndeckenbeton Andreas König, Frank Dehn Prüfverfahren zur Bestimmung des Säurewiderstands von Betonen

Stefan Hainer, Tilo Proske, Carl-Alexander Graubner Einfluss der Nachbehandlung auf das Karbonatisierungsverhalten von Beton aus klinkerarmen Zementen

Viktor Mechtcherine Hochduktiler Beton mit Kurzfaserbewehrung Baustoffliche Grundlagen und bautechnische Anwendungen BERICHTE

Wolf Jeromin Mindestnutzhöhen von Stahlbetonplatten für I/250 und I/500

Peer-reviewed journal Beton- und Stahlbetonbau ist ab dem Jahrgang 2007 bei Thomson Reuters ISI Web of Science akkreditiert.

Ulrich Finsterwalder Ingenieurbaupreis 2015

Impact Factor 2013: 0,354

75 78

BETON- UND STAHLBETONBAU aktuell VERANSTALTUNGSKALENDER Produkte & Projekte

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Planen und Bauen mit Betonfertigteilen Aktuell

59. BETONTAGE

Betone der Zukunft im Fokus der 59. BetonTage Unter dem Motto „Betone der Zukunft“ trifft sich die Betonfertigteilbranche vom 24. bis 26. Februar 2015 auf den BetonTagen in Neu-Ulm. Ein dreitägiges Fachprogramm, rund 90 namhafte Referenten, 13 Podien sowie 160 Aussteller aus der Zuliefer-, Maschinen- und Softwareindustrie erwarten die Besucher. Wichtige Impulse geben die Plenarveranstaltungen und pro-

duktspezifischen Podien, die über aktuelle branchenrelevante Entwicklungen im Bereich der Normung, der Betontechnologie und der Herstellungsverfahren informieren. Das Themenspektrum deckt alle relevanten Segmente der vorgefertigten Betonbauteile ab.

Dienstag, 24. Februar 2015

Mittwoch, 25. Februar 2015

Donnerstag, 26. Februar 2015

09:00 – 12:00 PLENUM 1 Eröffnungsvorträge

09:00 – 10:30 PLENUM 2 Nachhaltige Lösungen

09:00 – 10:30 PLENUM 3 Tag der Marktpartner

12:00 – 14:00 Mittagpause

10:30 – 11:00 Kaffeepause

14:00 – 15:30 PODIUM 1 Von der Forschung zur Praxis

11:00 – 12:00 PLENUM 2 Nachhaltige Lösungen

10:30 – 12:00 PODIUM 11 Rohrleitungsbau und Entwässerungstechnik

14:00 – 15:30 PODIUM 2 Straßen-, Landschafts- und Gartenbau

12:00 – 14:00 Mittagpause

14:00 – 15:30 PODIUM 3 Konstruktiver Fertigteilbau 1 Gebaute Beispiele, technische Konzeptionen 14:00 – 15:30 PODIUM 4 Wirtschaft und Recht

14:00 – 15:30 PODIUM 5 Anwendungsgerechte Forschung für Beton

12:00 – 14:15 Mittagpause 14:00 – 15:30 PODIUM 6 Konstruktiver Fertigteilbau 2 Innovative technische Lösungen

15:30 – 16:00 Kaffeepause

14:00 – 15:30 PODIUM 7 Leichtbeton

16:00 – 17:30 PODIUM 1 Von der Forschung zur Praxis

14:00 – 15:30 PODIUM 8 Betonwerkstein

16:00 – 17:30 PODIUM 2 Straßen-, Landschafts- und Gartenbau

15:30 –16:00 Kaffeepause

16:00 – 17:30 PODIUM 3 Konstruktiver Fertigteilbau 1 Gebaute Beispiele, technische Konzeptionen 16:30 – 17:30 PODIUM 4 Wirtschaft und Recht 19:00 Abendveranstaltung

16:00 – 17:15 PODIUM 5 Anwendungsgerechte Forschung für Beton 16:00 – 17:15 PODIUM 6 Konstruktiver Fertigteilbau 2 Innovative technische Lösungen 16:00 – 17:15 PODIUM 7 Leichtbeton 16:00 – 17:15 PODIUM 8 Betonwerkstein 17:15 – 18:00 Besonderer Beitrag Energie statt Stress – Viel arbeiten und trotzdem gut leben!

Beton- und Stahlbetonbau 110 (2015), Heft 1

11:30 – 13:00 PODIUM 9 + 10 Potenziale der Betonbauteile von morgen

12:30 – 16:00 PODIUM 13 Beton in der Architektur 14:15 – 17:00 PODIUM 9 Potenziale der Betonbauteile von morgen 14:15 – 17:00 PODIUM 10 Beton in der Tragwerksplanung 13:30 – 17:00 PODIUM 11 Rohrleitungsbau und Entwässerungstechnik 14:00 – 17:00 PODIUM 12 Kleinkläranlagen

59. BETONTAGE

26. Februar 2015 Tag der Marktpartner 9:00 Uhr Architektur – Integrale Prozesse mit Kreativer Innovation Univ.-Prof. Architekt Dipl.-Ing. Christoph M. Achammer, ATP architekten ingenieure, Wien, Österreich (angefragt) Ingenieurbaukunst – Interdisziplinär, kreativ, innovativ Dipl.-Ing. Victor Schmitt, SSF Ingenieure, München 11:30 Uhr

Podium 9 + 10 Potenziale der Betonbauteile von morgen Moderation: Prof. Dr.-Ing. Hans-Joachim Walther, Hochschule Karlsruhe UHPC – Von der Entwicklung zur Anwendung – 3 mm Fassadenplatten, 90° scharfe Kanten, Höchsttemperaturbeständigkeit bis 1600 °C, Säurebeständigkeit, 3-D-Rotationsbeton Dr.-Ing. Thomas Teichmann, G.tecz engineering, Kassel Neue Tragwerke – Eine Betonkuppel zum Aufblasen Prof. Dr.-Ing. Johann Kollegger, TU Wien, Österreich Smartphone und Tablet in der Stahlbetonbemessung und -konstruktion Prof. Dr.-Ing. Peter Mark, Dipl.-Ing. Thomas Putke, Ruhr-Universität Bochum 13:00 MITTAGESSEN

UHPC – Ein Hochleistungswerkstoff für filigrane Strukturen mit Anwendungspotenzialen für Industrieund Labormöbelsysteme Dr.-Ing. Ulrich Palzer, Dipl.-Ing. René Tatarin, Dipl.-Ing. Dietmar Wesser, IAB – Institut für Angewandte Bauforschung Weimar Innovative Perspektiven für Industriebeton: – Sandwichfassade mit Textilbetonvorsatzschale und Schubgitter aus AR-Glas – Modulbauten/Fertigteilgaragen mit Wand- und Deckenstärken zwischen 40 und 60 mm – Fußgängerbrücken ohne Betonstahlbewehrung Dr.-Ing. Christian Kulas, SOLIDIAN, Albstadt 14:15 Uhr

Podium 10 Beton in der Tragwerksplanung Moderation: Prof. Dr.-Ing. Hans-Joachim Walther, Hochschule Karlsruhe Ein neues Planungs-Tool: Risiko-Kennzahlen für die Rissgefahr bei Weißen Wannen Dipl.-Ing. Karsten Ebeling, ISVP Lohmeyer + Ebeling, Burgdorf Wasserundurchlässige, tragende und nichttragende Bodenplatten in Tiefgaragen – Konzepte und Praxisbeispiele Prof. Dipl.-Ing. Claus Flohrer, Hochtief Consult Materials, Mörfelden-Walldorf Parkdecks – Weiterentwicklung und Änderung der Regelwerke, aktuelle Ausführungshinweise Dr.-Ing. Udo Wiens, Deutscher Ausschuss für Stahlbeton, Berlin

14:15 Uhr

Podium 9 Potenziale der Betonbauteile von morgen Moderation: Dr.-Ing. Ulrich Palzer, IAB – Institut für Angewandte Bauforschung Weimar Kleben von Bauteilen aus Feinkornbetonen Jun.-Prof. Dr.-Ing. Christian Kohlmeyer, Dipl.-Ing. Sebastian Oster, TU Kaiserslautern Innovativer Abstandhalter für Textilbeton Prof. Dr.-Ing. Dr.-Ing. E.h. Manfred Curbach, Dipl.-Ing. Tobias Walther, TU Dresden

Bauen im Bestand – Übergreifungsstöße mit glatten und gerippten Betonstählen Prof. Dr.-Ing. Jürgen Schnell, Dipl.-Ing. (FH) Uwe Angnes, M.Eng., TU Kaiserslautern Wenn der Gutachter irrt: Riss von unten bei Weißer Wanne – Haftungsrückgriff des Bauunternehmens gegen den Gutachter? Dr.-Ing. Jürgen Krell, krell-consult, Hilden Die neue DIN 4109: Schallschutz im Hochbau – Rechenverfahren, Sicherheitskonzept, Planungshilfen Prof. Dr.-Ing. Peter Lieblang, Fachhochschule Köln

Praxisgerechte Mindestanforderungen an den Herstellungsprozess von Hochleistungsbetonen Prof. Dr.-Ing. Harald Beitzel, Institut für Bauverfahrensund Umwelttechnik (IBU), Trier

Konstruktiver Fertigteilbau Dem konstruktiven Fertigteilbau sind wieder zwei Podien gewidmet. Das Podium Konstruktiver Fertigteilbau 1 zeigt anhand ausgewählter Praxisbeispiele die vielfältigen Einsatzmöglichkeiten auf. Dabei geht es auch auf die technischen sowie planerischen Herausforderungen ein, zeigt, was es bei Toleranzen zu

berücksichtigen gibt und welche Gestaltungsspielräume für Fertigteile in Bezug auf Zertifizierungssysteme für nachhaltiges Bauen bestehen. Mit innovativen technischen Lösungen befasst sich das Podium Konstruktiver Fertigteilbau 2. So werden die Forschungsergeb-

Beton- und Stahlbetonbau 110 (2015), Heft 1

59. BETONTAGE nisse zum Einsatz eines thermisch aktivierbaren Betonkellers präsentiert. Zudem wird über den Stand der Untersuchungen zum Brandverhalten von Spannbeton-Fertigdecken, zum Tragverhalten von Schleuderbetonstützen aus hochfester Betonstahlbewehrung und ultra-hochfestem Beton sowie zum Einsatz von Fassaden aus textilbewehrtem Hochleistungsbeton informiert. Auch die Anforderungen zum Ermüdungsnachweis von Verbundbauteilen werden erörtert.

Leichtbeton Das Podium Leichtbeton beleuchtet die Auswirkungen der neuen DIN EN 1520 für vorgefertigte, bewehrte Bauteile aus haufwerksporigem Leichtbeton. Außerdem werden ein neu entwickeltes, hochwärmedämmendes, dreischichtiges Leichtbetonwandelement sowie ein mechanisch begründetes Bemessungsmodell für die Querkrafttragfähigkeit von Verbunddecken vorgestellt. Vorträge zur neuen Erdbebenzonenkarte und zur Bemessung und Anwendung von Befestigungssystemen für Konstruktionsleichtbeton ergänzen das Programm.

Straßen-, Landschafts- und Gartenbau Ein spezielles Podium gibt es wieder für die Hersteller von Produkten für den Straßen-, Landschafts- und Gartenbau. Die Ergebnisse einer aktuellen Studie zu den Umweltwirkungen von unterschiedlichen Oberbaukonstruktionen bei Verkehrsflächen, Vorträge zum Einsatz von lärmarmen Betonsteinpflastern und zur Herstellung von Pflastersteinen aus hochfestem Beton stehen auf der Agenda. Ebenfalls thematisiert werden die Herausforderungen bei der Schwarzfärbung von Betonwaren mit Eisenoxiden oder Kohlenstoffpigmenten sowie juristische Aspekte, beispielsweise zur Hinweispflicht von Herstellern und Gala-Bauern bei Werk- und Lieferverträgen.

Rohrleitungsbau und Entwässerungstechnik Das Podium Rohrleitungsbau und Entwässerungstechnik richtet sich an Hersteller und die öffentliche Hand und beinhaltet Vorträge zur Qualitätssicherung und Fehlervermeidung bei der Planung im Kanalbau sowie zu den neuen Arbeitsblättern DWA-A161 und DWA-A-127. Berichtet wird auch über Erfahrungen mit Beton-Verbundelementen als Abwasserbeschleuniger, den Einsatz von Stahlfaserbeton bei Tübbingen sowie die Anwendung von selbstreinigenden Schlitzrinnen.

Aktuelles aus der Forschung Innovationen im Bereich der Betontechnologie stehen im Fokus des Podiums Von der Forschung zur Praxis. Moderne Betone aus klinkerreduzierten Zementen, carbonbewehrter Spritzbeton, neue polyfunktionale Imprägnierungen und optimierte Rezepturen für Selbstverdichtenden Beton sind einige Beispiele hierfür.

Beton- und Stahlbetonbau 110 (2015), Heft 1

Neue Einsatzfelder im Bereich alternativer Energien und Konzepte zur Einführung von Widerstandsklassen in die zukünftige Betonnorm werden ebenso präsentiert.

Anwendungsgerechte Forschung für Beton Das Podium Anwendungsgerechte Forschung für Beton stellt ein Schnellprüfverfahren zur Bestimmung des Karbonatisierungswiderstandes sowie Konzepte zur Entwicklung und Bewertung CO2-reduzierter Betone und zur Dauerhaftigkeitsbemessung von Bauteilen aus neuartigen Betonen vor. Außerdem wird gezeigt, wie die negativen Effekte von Tonmineralien auf PCE-Fließmittel gemildert und die Eigenschaften von Hochleistungsbetonen durch eine optimierte Mischtechnik verbessert werden können. Neue Erkenntnisse und Berechnungsverfahren zum Kriechen und Schwinden von Ultrahochfestem Beton ergänzen das Podium.

Potenziale der Betonbauteile von morgen Was gilt es bei der Herstellung von Hochleistungsbetonen zu beachten, welche neuen Einsatzfelder ergeben sich für Bauteile aus innovativen Betonen und welche Fugengeometrie ist in diesem Falle optimal? Dies sind einige der Fragen, mit denen sich das Podium Potenziale der Betonbauteile von morgen befasst. Gezeigt wird auch, wie durch ein neues Verfahren freigeformte Betonschalen wirtschaftlicher gebaut werden können und wie innovative Abstandhalter die Herstellung von Textilbeton im Gießverfahren erleichtern. Außerdem wird eine App zur Stahlbetonbemessung mit dem Smartphone oder Tablet vorgestellt.

Beton in der Tragwerksplanung Das Podium Beton in der Tragwerksplanung greift u. a. das Thema „Weiße Wanne“ auf. Dabei wird ein Schadensfall diskutiert und ein Planungstool zur Ermittlung von Risikokennzahlen für die Rissgefahr vorgestellt. Praktische Hilfestellung gibt es zur Ausführung von Parkdecks und wasserundurchlässigen, tragenden und nichttragenden Bodenplatten in Tiefgaragen. Eingegangen wird auch auf die neue DIN 4109 Schallschutz im Hochbau.

Wirtschaft und Recht Das Podium Wirtschaft und Recht behandelt rechtliche und wirtschaftliche Aspekte aus dem betrieblichen Alltag, beispielsweise zu Werksverträgen, zu Klauseln im Subunternehmervertrag oder zu den juristischen Anforderungen bei der Planung und Ausführung. Auch der Nutzen von Energiemanagementsystemen in der Betonindustrie sowie kartellrechtliche Aspekte werden erörtert. Das ausführliche Programm finden Sie unter www.betontage.de.

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PLANEN UND BAUEN MIT BETONFERTIGTEILEN

Der Kreis als klare Lösung Auch für kleine Kreuzungen kann ein Kreisverkehr Klarheit schaffen – so geschehen in Markt Wendelstein. Da er aus Betonfertigteilen vorgefertigt wurde, konnte er in kurzer Zeit eingebaut werden, reduzierte damit die Baustellenzeit erheblich und punktet überdies mit langer Haltbarkeit. Kleine Kreuzung, viel Verkehr: Markt Wendelstein ist eine fränkische Gemeinde in direkter Nähe zu Nürnberg. Fast durch den gesamten Ort zieht sich die Sperbersloher Straße mit zahlreichen Kreuzungen, es gilt in den meisten Fällen die Rechts-vorlinks-Regel – doch die Vorfahrtsregeln waren für die Allgemeinheit nicht eindeutig. Zu Stoßzeiten führte das nicht nur zu Staus, sondern auch zu Blechschäden. Abhilfe schaffte die Marktgemeinde durch drei Kreisverkehre entlang der Sperbersloher Straße. Der letzte entstand im Sommer 2013 und wurde aus Beton gefertigt. Dass man mit der Pflasterung von Innenringen und Mittelinseln von Kreisverkehren schlechte Erfahrungen gemacht hatte, erklärt die Entscheidung für den Baustoff Beton. Die Erfahrungen zeigen, dass Pflasterungen nur selten den hohen Belastungen standhalten können. Die Unterhaltskosten sind einfach zu hoch.

Daher habt man sich für vorproduzierte Fertigteile entschieden. Mit der Ratio Bau GmbH hat ein Unternehmen vor Ort den Zuschlag erhalten, das zudem mit kurzen Transportwegen punkten konnte.

Schritt für Schritt zum passgenauen Kreisverkehr Anfang Juli begann Ratio Bau mit der Produktion der Fertigteile. Der Kreisverkehr besteht hauptsächlich aus einem überfahrbaren Innenkreis von neun Metern Durchmesser. Diesen fertigte man aus vier Einzelteilen: dem runden Innenteil mit 3 m Durchmesser sowie drei weiteren Segmenten. Hinzu kamen noch zwei zusätzliche Elemente für den Übergang zur Straße. Da der Kreis von 43 auf 25 cm konisch ausläuft, an den Stößen und Fugen jedoch keine Höhenunterschiede auftreten sollten, hat man im ersten Schritt den Innenkreis hergestellt und danach die einzelnen Schalungssegmente gegen den Innenkreis gebaut. Leerrohre für die später vorgesehenen Edelstahlspannanker mussten quer durch je zwei bis drei Außenabschnitte laufen. Dementsprechend genau mussten die Teile zusammenpassen. Zusätzlich wurden an den freien Rändern noch Granitsteine eingepasst, mit Ankerstäben eingeklebt und einbetoniert – eine recht aufwändige Arbeit. Jedoch waren auf diese Weise selbst die Randsteine schon im Vorfeld eingebaut. Schritt für Schritt entstand so passgenau der fertige Kreisverkehr.

Beton als gute Alternative Denn gegenüber geraden Straßenabschnitten treten in Kreisverkehren durch Kurvenfahrten und Bremsvorgänge stärkere Reibungs- und Schubkräfte auf, die zu Verformungen herkömmlicher Fahrbahnoberflächen führen können. Massiv verbauter und befestigter Beton ist hier eine gute Alternative, da er stabil gegen diese Belastungen ist und die Kräfte ohne jede Verformung der Fahrbahnoberfläche aufnimmt – selbst bei extremen Temperaturen. Immer mehr Städte und Gemeinden entscheiden sich daher für diesen Baustoff, wenn die Ausführung eines neuen oder die Reparatur eines bestehenden Kreisverkehrs ansteht. Ein weiterer Vorteil von Beton wurde bei dieser Baumaßnahme neu genutzt: Zeitersparnis vor Ort durch die Verwendung von Fertigteilen. Die gesamten Arbeiten (Straßenbau sowie Kanalisations-, Wasserleitungs- und Kabelverlegung) mussten weitgehend in den schulischen Sommerferien durchgeführt werden.

Den Beton für die Herstellung lieferte das Werk Wendelstein der TBG Transportbeton Franken, einer Beteiligung der Heidelberger Beton GmbH, das in direkter Nachbarschaft zur Ratio Bau liegt. Für die Rezeptur wurde spezielles Hartgestein in Form von Basalt verwendet. Diese Basaltfraktionen sorgen für einen hohen Polierwiderstand, einen geringen Oberflächenverschleiß und damit für eine lange Nutzungsdauer. Die fertigen Bauteile mussten dann nur noch auf Zuruf zur Baustelle gefahren, per Autokran montiert, danach verspannt und die Fugen vergossen werden. Der Einbau des Innenkreises dauerte einen, der der Übergänge nur einen halben Tag. Zum Schluss wurde die Fahrbahn per Kugelstrahlverfahren von Schlämmen gesäubert – und fertig war der Kreisverkehr. Der kleine Kreisverkehr stößt auf große Akzeptanz bei den Markt Wendelsteinern – sie genießen den besseren Verkehrsfluss in ihrer Stadt. Weitere Informationen: HeidelbergCement AG, Berliner Straße 6, 69120 Heidelberg, Tel. +49 (0)62 21 – 481-0, Fax +49 (0)62 21 – 481-13553, marketing@heidelbergcement.com, www.heidelbergcement.com

(Foto: HeidelbergCement in Deutschland)

sowie: BetonMarketing Deutschland GmbH, Steinhof 39, 40699 Erkrath, Tel. +49 (0)211 – 280 48–1, Fax +49 (0)211 – 280 48–320, bmd@beton.org, www.beton.org

Der Kreisverkehr Ecke Sperbersloher Straße und Querstraße sorgt nun für besseren Verkehrsfluss – und er konnte ohne Abschnitte in die Gemarkung auf der Fläche der alten Kreuzung realisiert werden. Bildquelle: HeidelbergCement/Fuchs

Beton- und Stahlbetonbau 110 (2015), Heft 1

BAU 2015: Halle A2, Stand 328

PLANEN UND BAUEN MIT BETONFERTIGTEILEN

Aufbereitungsanlage fĂźr Kalksteine

da der Transport mittels LKW von den FĂśrderbĂ¤ndern Ăźbernommen wird.

Bedingt durch ein Schallschutzgutachten mit der Forderung eines SchalldĂ¤mm-MaĂ&#x;es von Râ&#x20AC;&#x2122;w â&#x2030;¤ 45 dB sowie der Forderung Dach- und Fassadenbereiche fĂźr Revisionsarbeiten einfach demontierbar auszufĂźhren, wurden selbsttragende Leichtbetonfertigteile von Thermodur mit einem Stahlkonstruktionstragwerk kombiniert. Der Auftraggeber, die Schaefer Kalk GmbH & Co. KG, steht fĂźr hochwertige gebrannte und ungebrannte Kalkprodukte sowie gefĂ¤llte Calciumcarbonate (PCC) und WerktrockenmĂśrtel.

Die Aufbereitungsanlage ist nach Fertigstellung komplett in die GebĂ¤ude integriert, schallisoliert und in sich geschlossen. Die technischen Einrichtungen wie Brecher, Sieb-, Sortier- und Waschanlagen sind von den Einhausungen entkoppelt, so dass Thermodur die Bimsbetonfertigteilelemente mit ihren standardisierten Befestigungsdetails zum Anschluss an das TraggerĂźst aus Stahl ausstatten konnte. Mit den seinerzeit in Runkel beim Werk â&#x20AC;&#x17E;Steedenâ&#x20AC;&#x153; gewonnen Erfahrungen wird der Schallschutz der neuen Aufbereitungsanlage in HahnstĂ¤tten durch eine komplette Einhausung mit Leichtbetonfertigteilen der Thermodur Wandelemente GmbH & Co. KG erreicht.

Das Unternehmen mit Produktionsstandorten in Finnland, Tschechien, Frankreich, Ă&#x2013;sterreich, China, Malaysia und drei Werken in Deutschland investiert einen zweistelligen Millionenbetrag in die Aufbereitungsanlage fĂźr Kalksteine am Standort HahnstĂ¤tten. Mit dem Neubau der dortigen Aufbereitungsanlage wird die KapazitĂ¤t ausgebaut. Trotz der erweiterten KapazitĂ¤t werden Umweltbelastungen -ASCHINENFABRIK 'MB( #O +' wie Staub und LĂ¤rm sowie der LKW-Transport erheblich reduziert.

StabilitĂ¤t.

Zwei Bauabschnitte Der Neubau der Aufbereitungsanlage gliedert sich in zwei Bauabschnitte. Im Bauabschnitt 1 wurden ein Vorbrecher und ein Nachbrecher gebaut. Im Bauabschnitt 2 wird die Klassieranlage erstellt. Im Vorbrecher werden Rohlinge mit bis zu 1 m KantenlĂ¤nge in mehreren Schritten auf eine KantenlĂ¤nge von ca. 30 cm gebrochen. In der Nachbrecheranlage erfolgt eine weitere GrĂśĂ&#x;enreduzierung auf eine KantenlĂ¤nge von rund 10 cm. In der Klassieranlage werden die Kalksteine Ăźber Siebanlagen klassiert, anschlieĂ&#x;end gewaschen und mittels Kamera auf ihre QualitĂ¤t geprĂźft und per Druckluft sortiert. Der Transport zu den drei Verarbeitungsstationen erfolgt Ăźber ein geschlossenes, zwischen 800 und 900 m langem, FĂśrderband. Dadurch kommt es zu einer erheblichen Reduzierung des innerbetrieblichen Werksverkehrs,

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Bild 1

Die neue Aufbereitungsanlage besteht aus einem Vorbrecher, einem Nachbrecher und der Klassieranlage. Alle Anlagengebäude sind durch Förderbänder miteinander verbunden.

(Fotos: Thermodur)

PLANEN UND BAUEN MIT BETONFERTIGTEILEN

Bild 3

Direkt vom Transportfahrzeug werden die Bimsbetonfertigteilelemente zum Montieren an das Traggerüst herangeschwebt und montiert.

Die gesamte Dachfläche mit 316 m² gliedert sich in ein Pultund Satteldach. Die gesamte Dachfläche wurde mit Leichtbetondachplatten als wieder aufnehmbare Dachkonstruktion erstellt. Auch der Nachbrecher konnte bedingt durch den hohen Vorfertigungsgrad bereits im Herbst 2013 fertiggestellt werden.

Zweiter Bauabschnitt die Klassieranlage Die Einhausung der Klassieranlage war aufgrund ihrer Abmessungen der größte Bauabschnitt für den Hersteller.

Bild 2

Ab einer Höhe von 9,10 m beginnt die Stahlkonstruktion die komplett im Fassadenbereich wie den Dächern mit Bimsbetonfertigteilelementen homogen verkleidet wird.

So wurde Thermodur direkt vom Bauherren sowohl für den ersten wie auch den zweiten Bauabschnitt beauftragt die Bimsbetonfertigteilelemente für die Fassaden als auch die Dachflächen herzustellen, zu montieren und zu verfugen.

Erster Bauabschnitt: Vorbrecher und Nachbrecher Diese Baumaßnahmen wurden Ende 2013 realisiert. Die Fassade des Vorbrechers umfasst 505 m² und wurde mit 20 cm dicken Bimsbetonfassadenelementen von Thermodur ausgeführt.

Ab der Stahlbetonkonstruktion im Sockelbereich der Anlage montierte man 2.360 m² Fassadenfläche. Die Elementdicke beträgt einheitlich 20cm. Die verschiedenen Dachbereiche addieren sich auf eine Gesamtdachfläche von 1.474 m². Auch hierfür wurden Bimsbetonfertigteile mit einer Dicke von 20 cm gewählt. Dadurch ist eine homogene Einhausung mit identischen bauphysikalischen Werten gewährleistet. Zur sicheren Entwässerung der Dachflächen wurden die oberen Fassadenabschlüsse als Attika mit Durchdringungen für die Regenfallrohre werkseitig ausgeführt. Für die Planung und Bauleitung zeichnet R&P Ruffert Ingenieurgesellschaft mbH, Michael Thorn, verantwortlich.

Weitere Informationen: THERMODUR Wandelemente GmbH & CO. KG, In Metzlerskaul 20, 56567 Neuwied, Tel. +49 (0)26 31 – 97 42-0, Fax +49 (0)26 31 – 97 42-20, info@thermodur.de, www.thermodur.de sowie: R&P Ruffert Ingenieurgesellschaft mbH, Parkstraße 14–16, 65549 Limburg, Tel. +49 (0)64 31 – 91 43-0, Fax +49 (0)64 31 – 91 43-130, info@ruffert-ingenieure.de, www.ruffert-ingenieure.de

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Beton- und Stahlbetonbau 110 (2015), Heft 1

PLANEN UND BAUEN MIT BETONFERTIGTEILEN

Betonhohldielen, Stahlverbundstützen und Deltabeam® Verbundträger gekonnt kombiniert Beim Bau eines Büro- und Produktionsgebäudes in Kriessern (CH) wurden die Deltabeam® Verbundträger von Peikko, Weiler (AT), mit Stahlverbundstützen kombiniert. Ziel war es, 5.000 m² Bürofläche und 18.000 m² Produktionsfläche schnell und mit möglichst wenig Baustellenpersonal zu errichten. Zudem mussten im Bürogebäude Spannweiten von bis zu 16 m stützenfrei überbrückt werden und die Stützen sollten möglichst schlank sein. Das St. Galler Rheintal mit dem Alpenrhein als trennendem Fluss grenzt im Osten an das Bundesland Vorarlberg (Österreich) und das Fürstentums Liechtenstein. Das Gebiet erfreut sich großer wirtschaftlicher Stärke, was nicht zuletzt darauf zurückzuführen ist, dass es auf die gut ausgebildeten Arbeitskräfte der drei angrenzenden Länder zurückgreifen kann. Mit dem Bau des 60 Mio. Franken teuren Produktions-und Bürogebäudes in Kriessern wird der Wirtschaftsstandort zusätzlich gestärkt. Das Gebäude ist auf die Ansprüche der drei großen Unternehmen abgestimmt, die hier einziehen werden: ein Baggerhersteller, ein Hersteller von Digitaldrucksystemen und ein Montageprofi von Schreinerarbeiten. Dementsprechend gliedert sich der 180 m lange Bau in zwei Produktionsflügel sowie einen zentralen Büroturm. Der Haupteingang mit Empfang, Präsentations-/ Eventhalle und die Kantine werden von allen Firmen gemeinsam genutzt. Ins Büro ziehen unterschiedliche Unternehmen und Dienstleister ein. Bei der Planung war es dem Architekten

Bild 1

Der Deltabeam®-Deckenträger wird direkt auf die Stützen montiert

Carlos Martinez aus Berneck (CH) wichtig, eine ansprechende Gebäudegestaltung und große Raumflexibilität zu schaffen. Infolgedessen strebte er schlanke Decken an, deren Lasten von möglichst wenigen Stützen abgeleitet werden. Um dies in einer kurzen Bauzeit wirtschaftlich zu realisieren, vertraute er auf eine Kombination von verschiedenen innovativen vorgefertigten Elementen: einem System bestehend aus dem Deltabeam® Verbundträger von Peikko, hochwertigen Stahlverbundstützen und Hohldielen der Firma Oberndorfer.

Deltabeam® Verbundträger Der Deltabeam® Verbundträger von Peikko ist ein Auflagersystem für Decken. Er besteht aus einem trapezförmig geschweiß-

Beton- und Stahlbetonbau 110 (2015), Heft 1

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(Fotos/Abb.: 1 Tuchschmid, 2 u. 3 Peikko,4 Gantenbein + Partner)

PLANEN UND BAUEN MIT BETONFERTIGTEILEN

Bild 4

Bild 2

Mit der Systemkombination konnten bis zu 16 Meter stützenfrei überspannt werden

Das Gebäude in vollendetem Zustand (Animation)

war und sofort nach dem Auflegen der Betonelemente ohne Unterstützung betretbar war.

Stahlverbundstützen Die Lasten der einzelnen Geschosse werden mithilfe von Stahlverbundstützen abgeleitet. Sie bestehen aus einem runden oder quadratischen Stahlrohr mit einem innenliegenden, tragenden Stahlkern, der zum Brandschutz mit einem Betonmantel zwischen Stahlkern und Stahlrohr versehen ist. Den oberen und den unteren Abschluss bilden jeweils eine Kopf- und Fußplatte aus Stahl. Die Fußplatte ist mit einem Dorn ausgestattet, der dem Baustellenteam dazu dient, die Pendelstütze in der Geschossdecke zu positionieren. Zwischen Fußplatte und Betondecke lassen die Bauarbeiter nach dem Versetzen der Stütze jeweils einen ca. 2 cm dicken Spalt offen, der später mit hochfestem Fließmörtel zur definitiven Fixierung der lotrechten Positionierung der Stütze aufgefüllt wird.

Neue Systemlösung

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Regeldetail eines Verbandträgers in Kombination mit einer Verbundstütze

ten Stahlprofil, das seitlich kreisförmige Öffnungen aufweist. Auf seinen verbreiterten Unterflanschen lassen sich unterschiedliche Deckensysteme (z. B. Filigran-, Hohldielen, Verbund- oder Holzdecken) auflagern, wobei sie – anders als bei herkömmlichen Unterzügen – mit der Deckenunterseite eine durchgehende Fläche bilden. Um dem System die endgültige Tragfähigkeit zu verleihen, wird der Deltabeam® Verbundträger nach der Montage ausbetoniert. So wirkt der Träger im Montagezustand als reine Stahl- und nach dem Aushärten des Betons als Verbundkonstruktion. Vorteile des Deltabeam®: Die Deckenuntersicht ist völlig eben. Die sonst so störenden Unterzüge entfallen durch ihn vollständig. Bei dem Objekt in Kriessern entschieden sich die Verantwortlichen für Hohldielen, was zusätzlich den Vorzug mit sich brachte, dass die Decke verhältnismäßig leicht

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Beton- und Stahlbetonbau 110 (2015), Heft 1

Um den Deltabeam® Verbundträger und die Stahlverbundstützen miteinander kombinieren zu können, wurden die üblichen Anschluss-Details leicht modifiziert. So ließen sich die Elemente wie bei einem Baukastensystem mühelos miteinander verbinden. Dank dieser gut durchdachten Elementkombination konnten die Verantwortlichen die enorme stützenfreie Spannweite von 16 m erreichen. Dabei waren für den Bau der einzelnen Stockwerke lediglich fünfzehn Arbeitstage erforderlich, was im Vergleich zur herkömmlichen Bauweise eine enorme Zeitersparnis bedeutet. Und: Die Montagearbeiten konnten von einem Team durchgeführt werden, das aus drei bis fünf Personen bestand! Insgesamt wurden in Kriessern 162 Stahlverbundstützen 5.000 m² Hohldielendecke und 588 m Deltabeam® verbaut. Die Hersteller dieser Bauelemente arbeiteten dabei zum ersten Mal miteinander, die Abstimmung und Arbeitsvorbereitung funktionierte hervorragend. So konnten die Beteiligten das sechsstöckige Objekt in der geplanten Zeit errichten. Eine Produktkombination, von der alle Beteiligten überzeugt sind. Weitere Informationen: Peikko® Deutschland GmbH, Brinker Weg 15, 34513 Waldeck, Tel. +49 (0)56 34 – 99 47-0, Fax +49 (0)56 34 – 75 72, peikko@peikko.de, www.peikko.de

BAU 2015: Halle A3, Stand 538

PLANEN UND BAUEN MIT BETONFERTIGTEILEN

Guter Rat bei schadhaften Betonbauteilen Risse, Abplatzungen und Rostfahnen sind ernst zu nehmende Anhaltspunkte, dass mit einem Betonbauteil etwas nicht stimmt. Für den Fall der Fälle bietet das auf Betonschutz und -sanierung spezialisierte Beratungs- und Entwicklungsunternehmen Sinnotec Innovation Consulting seit Mitte Oktober eine Sofort-Auskunft per Hotline an. Immobilienverwalter, Gebäudeeigentümer, Architekten, Bauunternehmen, Bautenschutz- und Handwerksbetriebe können sich unter Tel. +49 (0) 61 27/9 16 03 74 professionell beraten lassen, wie am besten vorzugehen und worauf zu achten ist. Die Erstauskunft ist unentgeltlich; für jeden Anrufer fallen lediglich die Telefongebühren seines eigenen Netzbetreibers an. Beton ist längst nicht gleich Beton. So universell, wie es bei oberflächlicher Betrachtung scheint, ist der vermeintliche Allzweckbaustoff nicht. Es kommt in jedem Einzelfall drauf an, dass die Formulierung den standort-, belastungs- und bedarfsspezifischen Erfordernissen entspricht. Sonst sind vorzeitiger Verschleiß und substanzielle Schäden vorprogrammiert. Was im Schadensfall zu tun ist: Die Ursache ist gründlich zu ermitteln, bevor man sich ans Instandsetzen bzw. Verfüllen, Schleifen und Versiegeln von Rissen und Ausbruchstellen macht. Diese Aufgabe sollte man unbedingt einem Fachmann überlassen, der sich mit dem Baustoff Beton und bauwerkstypischen Bauteilanforderungen sehr gut auskennt.

Ist Stahl gleich Stahl?

Um ein möglichst konkretes Zustandsbild zu gewinnen, wird zumeist eine Begehung des Objekts mit eingehender Bestandsaufnahme erforderlich sein. Auf dieser Basis lässt sich dann ein Sanierungsplan für das geschädigte Bauteil oder Bauwerk erstellen, der einer Verschlimmerung des Schadensausmaßes nachhaltig entgegenwirkt und Wege zur vollständigen und dauerhaften Instandsetzung weist.

Praxisbeispiel Hallenbad Böden in Feuchträumen, etwa im Bereich der Umkleidekabinen öffentlicher Hallenbäder, brauchen ein erhöhtes Maß an Aufmerksamkeit, weil dort bisweilen stark geheizt wird und ständig irgendwo Wasser steht. Badegäste, die frisch vom Schwimmen kommen, können oftmals gar nicht anders, als Wasserpfützen zu hinterlassen. Zu allem Überfluss befinden sich darin auch Chlorid-Ionen und andere Salze, die Betonbauteile angreifen und schädigen können. Im Herbst und Winter resultiert daraus ein regelrechtes Treibhausklima, das fast zwangsläufig Kondensatablagerungen auf kühlen Betonoberflächen mit sich bringt. Eine erhöhte Dichtheit dieser Betonbauteile muss gegeben sein, um substanziellen Schäden vorzubeugen. Der Einsatz bedarfsspezifisch abgestimmter silikatischer Sinnotec-Produkte bietet sich hierfür an. Das Ergebnis kann sich sehen lassen, wie aus einer aktuellen Untersuchung der Stadtentwässerung Frankfurt am Main hervorgeht. Bei der Instandsetzung und Veredelung des Betonbodens in einem Frankfurter Hallenbad kamen Sinnotec-Produkte zur Anwendung. Dadurch verbesserte sich die Druckfestigkeit des Betonbodens um 20 % (!) von 40 auf 48 N/mm2. Außerdem sank die Wasseraufnahme auf 0, was einer absolut wasserdichten Oberfläche entspricht. Da sich durch die Behandlung mit Sinnotec-Produkten nachweislich kein Wasser im Bauteil befindet, wird Mikroorganismen die Lebensgrundlage entzogen. Ohne Zusatz von Bioziden schafft Sinnotec somit die Voraussetzungen für einwandfreie Hygiene im öffentlichen Schwimmbadbereich und gibt dem gefürchteten Fußpilz keine Chance.

Wir bei PFEIFER-Bautechnik haben es uns zum Ziel gesetzt, auch beim Material höchste Maßstäbe zu erfüllen. Damit unsere Produkte alle relevanten Sicherheits- und Qualitätskriterien erfüllen, lassen wir diese teilweise speziell definierten Materialien in der Entwicklungs- und Produktionsphase ständig durch interne und externe Kontrollen überwachen – können Ihnen das andere Lieferanten auch garantieren? • Durchführung materialqualifizierender Prüfungen: chemische Analysen zur Materialidentifizierung, Kerbschlagbiegeversuche, Härteprüfungen, Rissprüfungen, Zugprüfungen (bis 600 t) • Festlegung und Beschaffung von speziellen Materialien in Abhängigkeit von der Verwendung: Kerbschlagzähigkeit, chemische Zusammensetzung, mechanische Kennwerte • Durchführung eigener Prüfungen bei neuen Produkten und Sondereinbausituationen: Planung, Konstruktion und Bau von entsprechenden Betonprüfkörpern, Prüfung bis zur Maximallast von 100 t • Enge Zusammenarbeit mit namhaften externen Überwachungsstellen: Landesgewerbeanstalt Bayern, TU München, Materialprüfungsanstalt Stuttgart, TÜV Süd

PFEIFER macht den Unterschied. Pfeifer Seil- und Hebetechnik GmbH Dr.-Karl-Lenz-Str. 66 Ă D-87700 Memmingen Telefon +49 (0) 83 31-937-290 Telefax +49 (0) 83 31-937-342 E-Mail bautechnik@pfeifer.de Ă www.pfeifer.de

Halle A1, Stand 408

Vertrieb durch: J&P-Bautechnik Vertriebs GmbH Nobelstraße 51 Ă D-12057 Berlin Postfach 44 05 49 Ă D-12005 Berlin Internet www.jp-bautechnik.de

PLANEN UND BAUEN MIT BETONFERTIGTEILEN

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Das Sydney Opera House ist ein Beispiel für die weltweiten Referenzen für den erfolgreichen Einsatz von Sinnotec-Produkten.

haben sich schon bei der Betoninstandsetzung am weltberühmten Sydney Opera House bewährt.

Silikatische Sanierung bietet Schutz

(Fotos: Sinnotec)

Sinnotec entwickelt und vertreibt Baustoffe zur Betoninstandsetzung und -sanierung, die auf der innovativen Silikat-Technologie basieren. Anwendungsgebiete sind z. B. Industrieböden im Innen- und Außenbereich, Hallenböden, Estriche, Abwasserkanäle aus Beton, Klärbecken, Betonwände und -decken, Betonfertigteile usw. Mit der innovativen Sinnotec-Silikat-Technologie lassen sich Betone und Betonbauteile sorten- und bedarfsspezifisch optimieren. Bild 2

Sanierter Sockel: An dem weltberühmten Konzerthaus galt es für Sinnotec, auf die Stahlbeton-Fertigteile einen dauerhaften Korrosionsschutz gegen saure Reiniger und Salzwasser aufzubringen. Das Vorhaben gelang, die Betreiber des Sydney Opera House sind von Sinnotec begeistert.

Aggressive Reiniger greifen Beton an In öffentlichen Einrichtungen wie Hallenbädern machen neben Feuchtigkeit, Schmutz und mechanischem Verschleiß auch konzentrierte Reiniger und Desinfektionsmittel den Betonbauteilen schwer zu schaffen. Mikroskopisch kleine Risse in der Oberfläche reichen dann schon aus, um die chemischen Substanzen peu à peu weiter vordringen zu lassen. Die Folge ist, dass sich immer tiefere Risse bilden und Teile aus der Betonüberdeckung ausbrechen können (Frost-Tau-Abplatzungen). Der Verfallsprozess setzt sich fort, bis irgendwann die Stahlarmierung erreicht ist. Dass die oft ungeschützte metallische Struktur unter Einwirkung von Feuchtigkeit und sauren Reinigern korrodiert und dadurch immer mehr an Stabilität verliert, liegt in der Natur der Sache. Dagegen hilft, Betonbauteile zum frühestmöglichen Zeitpunkt mit bedarfsspezifisch abgestimmten Sinnotec Instandsetzungsprodukten fachgerecht zu schützen und abzudichten. Sinnodur Waterproofing und Sinnodur Concrete W3 Plus zum Beispiel

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Beton- und Stahlbetonbau 110 (2015), Heft 1

Breites Anwendungsspektrum Bei Einsätzen im Tunnel-, Wasserstraßen-, Kanalbau- und UHPC-Segment sorgen Sinnotec-Produkte auf Silikatbasis für die erforderliche Stabilität sowie dauerhaft für Salz-, Abwasserund Chemikalienbeständigkeit. Betonwaren, Rohre, Schächte und Betonfertigteile sind durch Nutzung der Silikattechnologie ausblühungsfrei und säurebeständig zu gestalten sowie mit leicht zu reinigenden Oberflächen auszustatten. Die Chemieund Lebensmittelindustrie lässt Sinnotec von hochbeständigen Boden-, Wand- und anderweitigen Flächenbeschichtungen profitieren, während im Abwasserbereich spezielle Formulierungen zur sicheren Abdichtung, nachhaltigen Reprofilierung sowie als hydrophobe öl- und säureresistente Beschichtung sowie als Fugenfüller dienen. Der Brücken-, Wasser-, Rohr- und Schiffbau, der auf hochwirksamen Korrosionsschutz ganz besonders angewiesen ist, kann sich mit Sinnotec auf maximale Sicherheit vor vorzeitigem Materialverschleiß im Neubau wie auch bei späteren Instandsetzungen ebenso verlassen wie auf eine lange Funktionsdauer der zugrundeliegenden Sinnotec Silikat-Technologie. Weitere Informationen: Sinnotec Innovation Consulting GmbH, Schäferweg 8, 65207 Wiesbaden, Tel. +49 (0)61 27 – 91 60-374, info@sinnotec.eu, www.sinnotec.eu, www.hightechmaterials.de

PLANEN UND BAUEN MIT BETONFERTIGTEILEN

Neugefasstes Berichtsheft 6 zur Fugenausbildung bewehrter Porenbetonbauteile Mit dem neugefassten Berichtsheft 6 informiert der Bundesverband Porenbeton über die fach- und materialgerechte Verarbeitung von bewehrten Porenbetonbauteilen mit einem Fokus auf die entsprechende Fugenausbildung. Vorrangig wurden Anforderungen an die zu verwendenden Dichtstoffe und die damit zu erfüllenden Qualitätskriterien angepasst. Berücksichtigt wurden u. a. ... – übliche Fugenarten und -dimensionierung, – konstruktive Ausbildungen der Fugenabdichtungen und spritzbaren Dichtstoffe, – spezifisches Formänderungsverhalten von Porenbeton bei Temperatureinwirkungen sowie – die Vertikalfugenbreite zwischen liegend angeordneten Porenbeton-Wandplatten unter Einbeziehung bautechnischer und bauphysikalischer Gegebenheiten.

TERMINGERECHT

HERGESTELLT

Unverändert ist die bei Bemessung der Fugenbreite und alles nur konstruktiver Ausbildung der Fugen; hier wurden lediglich kleinere redaktionelle Anpassungen in den Bezeichnungen vorgenommen. Bauplaner und -ausführende finden im Berichtsheft 6 Berechnungsgrundlagen, Tabellen und Untersuchungsergebnisse für nahezu alle Praxisfälle. Für Sonderfälle mit Abweichungen in der Fugenbeanspruchung und damit geänderten Fugendichtstoffen empfiehlt der Bundesverband, die Hersteller von Porenbeton zu Rate zu ziehen. Weitere Informationen: Bundesverband Porenbetonindustrie e.V., Kochstraße 6–7, 10969 Berlin, Tel. +49 (0)30 – 25 92 82 14, Fax +49 (0)30 – 25 92 82 64, info@bv-porenbeton.de, www.bv-porenbeton.de

DIBt verlängert die BRESPA® – Zulassung Pünktlich zum 30. November 2014 liegt DW SYSTEMBAU GMBH die neue Zulassungsverlängerung für die BRESPA®-Decken vor. Das Deutsche Institut für Bautechnik (DIBt) in Berlin hat damit die Gültigkeit der Zulassung ohne nennenswerte Änderungen um weitere 5 Jahre bis zum 1.12.2019 anerkannt. In einer Stellungnahme zeigte sich der zuständige Leiter für Produkt- und Prozessentwicklung, Dipl.-Ing. Hermann Benhöfer, erfreut über die fristgerechte Zustellung durch das DIBt: „Jetzt sind alle Deckentypen in einer Zulassung zusammengefasst. Das vereinfacht für alle Beteiligten den Umgang mit SpannbetonFertigdecken. Unser Kunden haben nun weiterhin uneingeschränkte Planungssicherheit beim Einsatz von BRESPA®-Decken und die entscheidenden Produktvorteile, nämlich die großen Stützweiten von bis zu 18 m in Verbindung mit der hohen Tragfähigkeit bei einem äußerst geringen Eigengewicht, bleiben unverändert erhalten.“

Kevin (54) und seinem Unternehmen gelingt es, Betonfertigteile termingenau zu produzieren. Planung und Detaillierung integriert mit der Fertigung und Projektverwaltung ermöglichen die Kontrolle über den ganzen Bauprozess vom Verkauf bis zur fehlerfreien Montage und effektiven Änderungsverwaltung. Durch die Arbeit an ein und demselben Tekla-Modell stehen allen Partnern die aktuellsten Baudaten zur Verfügung, in Echtzeit. Tekla Structures BIM (Building Information Modeling)Software bietet eine datenintensive 3D-Umgebung, die von Bauunternehmern, Planern, Konstrukteuren und Fertigungsbetrieben sowohl im Stahl- als auch Betonbau gemeinsam genutzt werden kann. Tekla ermöglicht besseres Bauen und eine optimale Integration bei Projektmanagement und -auslieferung.

Weitere Informationen: DW Systembau GmbH, Stockholmer Str. 1, 29640 Schneverdingen, Tel. +49 (0)51 93 – 85-0, Fax +49 (0)51 93 – 85-911, info@dw-systembau.de, www.dw-systembau.de

Beton- und Stahlbetonbau 110 (2015), Heft 1

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PLANEN UND BAUEN MIT BETONFERTIGTEILEN

Stützwände aus Hochleistungsbeton

Unter Raufutter scheinen die Stützwände nicht viel zu leiden. Dennoch ist der Beton nach einigen Jahren nicht mehr wie neu. Die im Futter enthaltene Säure greift den Beton an. „Vor allem Maissäfte sind mit einem pH-Wert von ungefähr 4 sehr sauer,“ so Brand Jan van den Bosch von Bosch Beton. „Wir arbeiten schon seit Jahren an der Optimierung der Betonmischungen. Eine Festigkeit von C53/65 war bis vor Kurzem die maximal erreichbare Qualität. Aber jetzt haben wir Beton mit einer Festigkeit von C60/75 entwickelt.“ Das sei – so der Sprecher des Unternehmens – auf dem Markt ein absolutes Unikum.

Hochleistungsbeton Die neue Betonmischung enthält eine ausgeklügelte Mischung von feinen Zusatzstoffen. Mit einer Festigkeit von C60/75 fällt sie in die Kategorie „Hochfestbeton“. Für Stützwände ist das kein überflüssiger Luxus. „Der Beton garantiert nicht nur eine starke Konstruktion, er hat auch eine sehr feine und dichte Struktur. Dadurch dringen die Säuren kaum in die Wand ein. Die Lebensdauer der Stützwand wird erheblich verlängert. Nicht ohne Grund bieten wir jetzt eine Garantie von 20 Jahren! Soweit wir wissen, sind wir die Einzigen in Europa, die eine derartige Qualität und Garantie bieten.“ Im vergangenen Jahr hat Bosch Beton hinter den Kulissen an der Entwicklung und Gewährleistung der neuen Betonqualität gearbeitet. Im November 2011 hat Bosch Beton dann das neue KOMO-Zertifikat erhalten.

Einführung des Eurocodes Die Eurocodes sind europäische Normen zur Bemessung der Sicherheit tragender Baukonstruktionen. Alle in den vergangenen Jahren erlangten Kenntnisse fließen in diese Codes ein, um eine stabile Konstruktion gewährleisten zu können.

(Foto: Bosch Beton)

Kein Landwirt denkt beim Füttern seines Viehs auch nur einen Moment an das Labor von Bosch Beton. Doch ist es das Labor, das die Grundlage für die Qualität der Stützwände bildet. Die Betontechniker von Bosch Beton konnten die Betonmischung dieser Stützwände noch weiter optimieren. Dadurch sind sie nun noch weniger säureempfindlich.

Mit einer Festigkeit von C60/75 fallen die Stützwände von Bosch Beton in die Kategorie „Hochfestbeton“, wodurch die Lebensdauer der Stützwand erheblich verlängert wird.

Die Regeln für die Bewehrung von Betonkonstruktionen werden ungefähr alle 20 Jahre überarbeitet. Im Jahr 2012 wurde der Eurocode eingeführt. Um die neuen Entwicklungen zu berücksichtigen. So werden die Festigkeitsklassen von Beton immer höher und es werden immer mehr Anforderungen an die Lokalisierung und Detaillierung der Bewehrung gestellt. Sicherheitsfaktoren wurden angepasst, Werkstofffaktoren wurden geändert. Beim Kauf von Stützwänden ist es äußerst wichtig, dass man die technischen Daten des Produkts kennt. Bei der Konstruktion und Herstellung allerer Stützwände des Unternehmens wurde der EC angewendet. U. a. darum gewährt der Hersteller bis zu 20 Jahre Bruchgarantie auf seine Stützwände. Es ist von ausschlaggebender Bedeutung, dass die Stützwand genügend Bewehrung enthält. Menge und Detaillierung der Bewehrung werden von den Konstrukteuren exakt auf die Belastung der Stützwände in der Praxis abgestimmt. Dafür hat Bosch Beton eine Druckprüfmaschine zum Testen der Festigkeit der Stützwände entwickelt. Weitere Informationen: Bosch Beton GmbH & Co. KG, Siemensstraße 31, 47533 Kleve (DL), Tel. +49 (0)28 21 – 978 37 40, Fax +49 (0)28 21 – 978 37 39, info@boschbeton.com, www.boschbeton.de

Wegweisende Innovation von Peikko auf der BAU 2015: TENLOC Elementverbinder für Fertigbauteile Peikko, skandinavischer Marktführer für Verbundträgersysteme, Bewehrungs- und Verbindungstechnik im Stahlbetonbau, präsentiert auf der BAU 2015 vom 19. bis 24. Januar in München erstmals seine Neuentwicklung TENLOC Elementverbinder. Die patentierte, sichere Schnellverbindung funktioniert so einfach wie ein Türschloss und wurde speziell für eine zügige konstruktive Verbindung von Fertigbauteilen aus Beton entwickelt.

Sie wünschen Sonderdrucke von einzelnen Artikeln aus einer Zeitschrift unseres Verlages? Bitte wenden Sie sich an: Janette Seifert Verlag Ernst & Sohn Rotherstraße 21, 10245 Berlin Tel +49(0)30 47031-292 Fax +49(0)30 47031-230 E-Mail Janette.Seifert@wiley.com www.ernst-und-sohn.de/sonderdrucke 1009106_dp

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Beton- und Stahlbetonbau 110 (2015), Heft 1

„Die Funktionsweise von TENLOC ist einzigartig“, erklärt Petri Suur-Askola, Produktmanager für den TENLOC Elementverbinder. „Während die Montage mit klassischen Verbindungsschlaufen bisher relativ zeitaufwändig ist, gelingt das Verbinden der Bauteile mit dem TENLOC Elementverbinder innerhalb einer Minute.“ Der TENLOC Elementverbinder ermöglicht eine Ver-

(Fotos: Peikko)

PLANEN UND BAUEN MIT BETONFERTIGTEILEN

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Stand von Peikko auf der BAU 2015 in Halle A3, Stand 538: Lösungen für Stahlbetonfertigteile und Verbundträgersysteme

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Fertigteilwand mit dem TENLOC Elementverbinder

bindung der Wände von innen sowie entscheidende Einsparungen von Zeit, Personal und Materialbedarf.

bracht, können die Montagemitarbeiter die Verbindung innerhalb weniger Sekunden schließen und kraftschlüssig spannen.

Peikko hat den TENLOC Elementverbinder für vertikale Fugen zwischen vorgefertigten Wandelementen aus Stahlbeton optimiert. Zusätzlich wird TENLOC für Verbindungen zwischen diversen Fertigteilelementen wie Decken, Dachplatten und Stützen einsetzbar sein.

Vor der Markteinführung hat Peikko den TENLOC Elementverbinder umfassend getestet, unter anderem in Zusammenarbeit mit der xebex GmbH, einem der führenden deutschen Anbieter von Betonfertigteilen für den Hochbau.

Der TENLOC Elementverbinder ist komplett vorbereitet und beinhaltet die erforderlichen Aussparungskörper und Bewehrungsbügel. Das System wird im Fertigteilwerk einfach an den gewünschten Verbindungsstellen an der Schalung der Betonfertigteile bündig fixiert. Anschließende Nacharbeiten entfallen gänzlich. Sind die Fertigteile auf der Baustelle in Position ge-

Weitere Informationen: Peikko® Deutschland GmbH, Brinker Weg 15, 34513 Waldeck, Tel. +49 (0)56 34 – 99 47-0, Fax +49 (0)56 34 – 75 72, peikko@peikko.de, www.peikko.de

BAU 2015: Halle A3, Stand 538

Erleben Sie unseren neuen Markenauftritt. Erfahren Sie, was wir für Sie tun können und wie wir täglich daran arbeiten gemeinsam mit Ihnen voranzukommen. Besuchen Sie uns auf der BAU 2015 in München vom 19. bis 24.01.2015 in Halle A1, Stand 425 und 408 sowie auf den 59. BetonTagen in Ulm vom 24. bis 26.02.2015, Stand 92. Abdichtung

Wärmedämmung

Schalung

Schallisolation

Bewehrung

Verbindung

Zubehör

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AKTUELL

Im Vorfeld der beiden neu entwickelten Lehrgänge zum Thema „Schutz und Instandhaltung von Betonbauteilen in Kläranlagen und abwassertechnischen Anlagen“ standen mehr als ein Jahr Planung sowie viele konstruktive Gespräche. Die Bildungszentren des Baugewerbes e.V. (BZB) haben mit Unterstützung der Gütegemeinschaft Instandhaltung von Betonbauwerken e.V. (GUEP) die Problematik fehlender Lehrgänge aufgegriffen und mit Unterstützung von Abwasserverbänden, Prüfanstalten, Materialherstellern und ausführenden Unternehmen ein ganzheitliches Weiterbildungskonzept in diesem Bereich entwickelt. „Besonders wichtig für den Projekterfolg ist, dass alle an der Instandhaltung abwassertechnischer Bauwerke Beteiligten auf Augenhöhe miteinander sprechen können. Da dies für die Qualitätssteigerung bei Planung und Ausführung der Instandhaltung ist, unterstützen wir diese Veranstaltung auch als Gütegemeinschaft der Planer“, so GUEP-Vorsitzender Dr.-Ing. Michael Fiebrich.

Systematische Weiterbildung für spezielle Einsatzgebiete Weiterbildungen im Bereich der Betoninstandhaltung sind in Deutschland sowohl für Planer als auch für Baustellenfachpersonal erfolgreich etabliert. Ein Blick auf die unterschiedlich am Markt angebotenen Lehrgänge, wie z. B. Zertifizierter Sachkundiger Planer“ oder „SIVV-Schein“ zeigt, dass der Schwerpunkt der Lehrgangsinhalte auf dem konventionellen Hoch- und Ingenieurbaubereich liegt. Bei speziellen Einsatzgebieten, wie der Instandhaltung von abwassertechnischen Anlagen und Kläranlagen fehlte bisher eine systematische Weiterbildung. Die Lehrgänge werden zukünftig dazu beitragen, Fehler in PlaTragwerksnung und Ausführung umgeverstärkung setzter Instandhaltungsmaßvon Stahlbeton mit Stahlnahmen zu vermeiden. oder Kohlefaserlamellen, Kohlefasersheets oder Spritzbeton Beratung und Ausführung Anwendungen: Nutzlasterhöhung Änderung des statischen Systems Ergänzung fehlender oder korrodierter Bewehrung Auswechselbewehrung für das nach trägliche Anlegen von Treppen- oder Fahrstuhlöffnungen Roxeler Betonsanierungsgesellschaft mbH Otto-Hahn-Straße 7 48161 Münster Telefon: 02534 6200-0 Telefax: 02534 6200-32 www.roxeler.de

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Vom 29.10. bis 30.10. und vom 12.11. bis 13.11.2014 startete zum ersten Mal der Lehrgang „Sachkundiger Planer in der Betoninstandhaltung abwassertechnischer Anlagen“ in zwei Modulen. Der Lehrgang begann mit einem Highlight: Von Krefeld aus hat der erste Veranstaltungstag auf der Kläranlage im ‚Schulungsinstitut für Mem-

Beton- und Stahlbetonbau 110 (2015), Heft 1

(Fotos: BZB)

Abgestimmte Lehrgänge für sachkundige Planer und Baustellenfachpersonal in der Betoninstandhaltung von Kläranlagen und abwassertechnischen Anlagen

Praxistrainings „Untergrundvorbereitung – Betoninstandsetzung – Anschlussdetails“

brantechnik in der Abwasserreinigung‘ in Neunkirchen-Seelscheid stattgefunden. Der Aggerverband bot ideale Möglichkeiten der praxisnahen Darstellung des Aufbaus und der Funktion sowie der Exposition und der Schadenserscheinungsformen eines Abwasserbauwerks. Die hohe Teilnehmerzahl mit 21 Anmeldungen bestätigte den Bedarf und führte das Seminar gleich beim ersten Mal zum Erfolg:

Interessanter Teilnehmer-Mix Das Lehrgangsangebot wurde aufgrund der speziellen Anforderungen bei der Planung und Ausführung von Instandhaltungsmaßnahmen für Schutz und Instandsetzung von Betonflächen in Kläranlagen und sonstigen abwassertechnischen Anlagen konzipiert. Es wurde entwickelt für die ‚Sachkundigen Planer‘ wie auch die ‚Qualifizierten Führungskräfte‘ auf ausführender Seite und – last but not least – spricht der Lehrgang die Abwasserverbände bzw. Anlagenbetreiber als Auftraggebervertreter an. Im Zentrum für Abwasser- und Kanaltechnik (ZAK) im BZB Wesel startete fast zeitgleich das praxisorientierte Seminar „Geprüfte Fachkraft für Schutz und Instandsetzung von Kläranlagen und abwassertechnischen Anlagen in Anlehnung an das DWA Merkblatt M-211“. Die lange Bezeichnung des Lehrganges passt zu der Vielzahl der Themen, die in dem einwöchigen Seminar vermittelt wurden. Besonders erfreulich war bei dem ersten Fachkraftlehrgang auch der interessante Mix der Teilnehmer. Das Seminar wurde nicht nur durch Baustellenpersonal von ausführenden Unternehmern, sondern auch durch Mitarbeiter von Abwasserverbänden sowie Anwendungstechniker von Produktherstellern besucht. Damit wurde ein Lehrgangsziel, die Netzwerkbildung und der aktive Erfahrungsaustausch zwischen Teilnehmern erfolgreich erreicht. Eine weitere Besonderheit des durchgeführten Fachkräftlehrgangs war, dass etwa die Hälfte des Unterrichtes in der Praxis stattgefunden hat. Die Teilnehmer mussten selbstständig verschiedene Instandsetzungsthemen, wie Bauwerksdiagnose, Untergrundvorbereitung, Betoninstandsetzung, Oberflächenschutz sowie Fugen und Anschlussdetails, an unterschiedlichen Werkstücken umsetzen. Praxiserfahrende Referenten und Anwendungstechniker standen während der Übungen für Fragen bereit und gaben bei Bedarf Hilfestellung.

AKTUELL

Software für Statik und Dynamik

Das räumliche Stabwerksprogramm

Der nächste insgesamt viertägige Lehrgang „Instandhaltung von Betonbauwerken in abwassertechnischen Anlagen für den Sachkundigen Planer/die Qualifizierte Führungskraft“ findet von 18.06.– 19.06. und 02.07. bis 03.07.2015 in Krefeld statt.

Weitere Informationen: Bildungszenten des Baugewerbes e.V., BZB Akademie, Bökendonk 15–17, 47809 Krefeld, Tel. +49 (0)21 51 – 51 55-30, Fax +49 (0)21 51 – 51 55-92, akademie@bzb.de, info@bzb.de, www.bzb.de

Das ultimative FEM-Programm

3D-Finite Elemente BIM / Eurocodes

Beide Lehrgänge, Fachkraft und Sachkundiger Planer, sollen den Beteiligten bei der Instandhaltung von Kläranlagen und abwassertechnischen Anlagen mehr Sicherheit geben und die Qualität bei der Umsetzung der Projekte verbessern. Ein wichtiges Ziel ist die Etablierung der Qualifikation „Geprüfte Fachkraft“ in entsprechenden Ausschreibungen. Betreiber und Planer haben so ein Bewertungskriterium bei der Auswahl geeigneter Ausführungsfirmen. Die Unternehmen mit ausgebildeten Fachkräften können sich so besser im Markt abgrenzen und haben nicht nur einen nachhaltigen Wettbewerbsvorteil, sondern reduzieren auch das Risiko von Reklamationen.

Die nächsten fünftägigen Lehrgänge zur „Geprüften Fachkraft für Schutz und Instandhaltung von Kläranlagen und abwassertechnischen Anlagen in Anlehnung an das DWA-Merkblatt M 211 finden vom 23.02. bis 27.022015 und vom 20.04. bis 24.04.2015 in Wesel statt.

Der Mix aus Theorie, vorgetragen durch neutrale Referenten wie z. B. Prof. Dr.Ing. Rainer Auberg oder Prof. Dr.-Ing. Peer Heine, sowie praxisunterstützt durch verschiedene Produkthersteller, u. a. Sto, Remmers, Sika, Buchen, CePe, Denso wurde durch die Teilnehmer sehr gut bewertet.

Stahlbau

Glas- und Membranbau

Optimale Flexibilität Die intelligente Montagemechanik lässt die schnelle und einfache Montage ohne Drehmomentschlüssel zu. Der neue Innengewindeanker erlaubt die oberflächenbündige Demontage des Anbauteils und die Wiederverwendung des unbeschädigten Befestigungspunktes (optimale Flexibilität). Das metrische Innengewinde erlaubt die Verwendung handelsüblicher Schrauben

3D-Stabwerke

Aktuelle Informationen...

Im Innen- und Außenbereich Der FH II-I eignet sich ideal für demontierbare Befestigungen, temporäre Verankerungen oder Abstandsmontagen mit Ankerstangen, speziell bei Anwendungen in der Decke. Da der neue Innengewindeanker sowohl in galvanisch verzinkter (gvz) Ausführung als auch in Edelstahl (A4) angeboten wird, kann er

Stabilität und Dynamik

Der Dübel ist zulassungskonform gesetzt, wenn entweder der Unterstand drei bis fünf mm beträgt oder das Installationsdrehmoment Tinst aufgebracht wird. Das hervorragende Nachspreizverhalten gewährleistet die sichere Funktion des Ankers in ungerissenem und gerissenem Beton.

Brückenbau

Massivbau

Hülsenanker sind vor allem bei sichtbaren Befestigungen oder demontierbaren Befestigungen gefragt. In diesem Bereich zeichnet sich der neue Hochleistungsanker fischer FH II-I mit Innengewinde durch seine hohe Tragfähigkeit in gerissenem und ungerissenem Beton besonders aus. Dabei stellt er eine echte Arbeitserleichterung dar, denn er kann zulassungskonform auch ohne Drehmomentschlüssel gesetzt werden. Ein spezielles Setzwerkzeug ist ohnehin nicht notwendig.

und Ankerstangen für die ideale Anpassung an das Anbauteil. Dabei ermöglicht der FH II-I die schnelle Verspreizung. Beim Aufbringen des Installationsdrehmoments oder dem definierten Unterstand mit einem handelsüblichen Innensechskantschlüssel wird der Konus in die Spreizhülse gezogen und verspannt diese gegen die Bohrlochwand. Der schwarze Kunststoffring verhindert beim Anziehen des Ankers ein Mitdrehen, gewährleistet das sichere Verspreizen des Ankers und verhindert ein Herausfallen bei Überkopfmontagen.

Folgen Sie uns auf:

Der bewährte fischer Hochleistungsanker FH II wird jetzt auch mit Innengewinde angeboten. Der FH II-I zeichnet sich durch höchste Tragfähigkeit in ungerissenem und gerissenem Beton mit Europäischer Technischer Zulassung (ETA) und einer Feuerwiderstandsfähigkeit von F 90 aus.

Querschnitte

Komfortable Montage erstmals ohne Drehmomentschlüssel

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Kostenlose Testversion auf

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Weitere Informationen: Dlubal Software GmbH Am Zellweg 2, D-93464 Tiefenbach Tel.: +49 9673 9203-0 Fax: +49 9673 9203-51 info@dlubal.com www.dlubal.de

AKTUELL

Generierung von Wanderlasten auf Flächen Bild 1

Jetzt auch mit Innengewinde: Der bewährte fischer Hochleistungsanker FH II

Das RFEM-Zusatzmodul RF-BEWEG Flächen erzeugt Lastfälle aus den verschiedenen Stellungen beweglicher Lasten wie z. B. Fahrzeugen auf Brücken. Zusätzlich kann eine umhüllende Ergebniskombination generiert werden. Die Eingabe beschränkt sich auf vier Masken. Damit ist in Verbindung mit der schnellen Lastfallgenerierung für RFEM ein spürbarer Zeitgewinn gewährleistet.

(Fotos: fischerwerke)

Leistungsmerkmale

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Der bewährte fischer Hochleistungsanker FH II wird jetzt auch mit Innengewinde angeboten.

sowohl im Innenbereich als auch im Außenbereich eingesetzt werden. Der FH II-I bietet sich in der Praxis idealerweise für die Befestigungen von Sitzen, Schienen, Stahlkonstruktionen, Kabeltrassen, Lüftungsleitungen, Sprinkleranlagen, Rohrtrassen, Geländern und Handläufen, Leitern sowie Maschinen an.

Weitere Informationen: fischerwerke GmbH & Co. KG, Weinhalde 14–18, 72178 Waldachtal, Tel. +49 – 74 43 – 12-0, info@fischer.de, www.fischer.de fischerwerke GmbH & Co. KG

BAU 2015: Halle A1, Stand 329

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Beton- und Stahlbetonbau 110 (2015), Heft 1

– Parametrisierte Laststellung für verschiedene Einzel-, Strecken-, Flächen- sowie Achslasten – Zugriff auf verschiedene hinterlegte Achslastmodelle (Datenbank) – Günstige bzw. ungünstige Last-aufbringung unter Berücksichtigung von Einflusslinien/ -flächen – Zusammenfassung mehrerer Wanderlasten in einem Lastschema – Generierung einer Ergebniskombination zur Ermittlung der un-günstigsten Schnittgrößen – Optionales Speichern verschiedener Bewegungsschemas für die Verwendung in anderen Strukturen

Arbeiten mit RF-BEWEG Flächen Die von der Last befahrenen Flächen werden grafisch im RFEM-Modell ausgewählt. Es ist möglich, eine Fläche gleichzeitig mit mehreren Bewegungsschemas zu belasten. Die Definition der „Fahrspur“ erfolgt über Liniensätze. Diese können grafisch im Modell ausgewählt werden. Zudem wird die Schrittweite der einzelnen Lastschritte eingegeben. Als Lasttypen sind Einzel-, Linien-, Rechteck-, Kreislasten sowie verschiedene Achslasten möglich. Diese lassen sich sowohl in lokaler als auch in globaler Richtung ansetzen. Die verschieden Lasten werden in Lastmodellen zusammengefasst. Die definierten Lastmodelle werden den Liniensätzen zugewiesen und auf Grundlage dieser Angaben die einzelnen Lastfälle gebildet. Die diversen Lastfälle lassen sich mit einem einzigen Mausklick erzeugen. Am Ende der Generierung werden die Nummern der erstellten Lastfälle und Ergebniskombinationen zur Information angezeigt.

Bild 1

(Abb.: Dlubal)

AKTUELL

Definition der Fahrspur über Liniensätze in RF-BEWEG Flächen Bild 2

RF-BEWEG Flächen besitzt keine Ergebnismasken. Die Kontrolle der erzeugten Lastfälle mit den enthaltenen Lasten erfolgt in RFEM. Die Bezeichnungen der einzelnen Wanderlaststellungen werden aus der jeweiligen Lastschrittnummer erzeugt. Diese können in RFEM auch durch andere Lastfallbezeichnungen ersetzt werden.

Generierte Lasten in RFEM

Weitere Informationen und Testversionen: Dlubal Software GmbH, Am Zellweg 2, 93464 Tiefenbach, Tel. +49 (0)96 73 – 92 03-0, Fax +49 (0)96 73 – 92 03-51, info@dlubal.com, www.dlubal.de

Alle Tabelleneingaben lassen sich nach Microsoft Excel oder OpenOffice Calc exportieren.

BAU 2015: Halle C3, Stand 228

Baurecht – Brandschutz – Sicherheit Symposium mit Fachausstellung Frankfurt am Main, 25.–26.03.2015

Top-Themen: • Zukunftstrends im Brandschutz – Brandschutztrends mit Zukunft • Brand- und Rauchschutzkonzepte – Praxis in Sonderbauten • Bauprodukte und Normung – Aktuelle Anforderungen • Vorbeugender Brandschutz – Erkenntnisse aus aktuellen Brandfällen • Veranstaltungssicherheit – Neue konzeptionelle Ansätze

orteil Frühbucsichhebirvs zum 23.01.2015

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Fachliche Leitung:

Weitere Informationen unter +49 711 61946-14 oder fireprotec@mesago.com

Beton- und Stahlbetonbau 110 (2015), Heft 1

A21

AKTUELL

Mit Sicherheit „Vorausbauend“ Auf der BAU 2015 begrüßt der Hersteller H-BAU Technik seine Kunden mit vielen Produktneuheiten und einer Auswahl seiner „Klassiker“. Zu den Highlights zählen wärmedämmende Anschlüsse für Stahl- und Stahlbetonbauteile, ein Trennmittel für makellose Sichtbetonflächen und das, laut Unternehmensangaben, weltweit erste Fugenblech, das zugleich Potentialausgleichsleiter ist. An zwei Messeständen in Halle A1 werden die Vorteile nicht nur sichtbar, sondern auch live erlebbar. Ebenfalls neu ist der Markenauftritt. Erstmals präsentiert sich das Unternehmen aus dem baden-württembergischen Klettgau in einem frisch überarbeiteten Corporate Design vor einem breiten Publikum. Gleich an zwei Ständen zeigt das Unternehmen seine Produktneuheiten. Hierzu zählen unter anderem die wärmedämmenden ISOPRO® Anschlüsse, welche Stahl- und Holzträger mit Stahlbetonbauteilen verbinden. Verschiedene Typen fangen die statischen Kräfte auskragender oder gestützter Konstruktionen auf, die integrierte Justierplatte gleicht Bautoleranzen stufenlos aus. Neben der Wärmedämmung präsentiert das Unternehmen auch in den Produktsparten Schalung und Abdichtung zahlreiche Weiterentwicklungen und Neuerungen. Mit dem Trennmittel CRETCON HD® können neben Stützen nun auch Betonflächen mit einer besonders gleichmäßigen und porenfreien Sichtbetonoberfläche hergestellt werden. Das Fugenblech PENTAFLEX KB® Plus dichtet Arbeitsfugen gegen drückendes Wasser ab und fungiert gleichzeitig als Potentialausgleichsleiter, der elektrische Spannungen ableitet. Das weiterentwickelte Zubehör ermöglicht eine schnellere, einfachere und damit zeitsparende Verbindung und Befestigung der Elemente.

Vorausbauend Stetige Weiterentwicklung prägt nicht nur die Produktpalette, sondern auch die Identität von H-BAU Technik. Das seit 1977 bestehende Unternehmen nimmt in der Bautechnikbranche einen immer größeren Stellenwert ein. So erfolgt derzeit die Erweiterung des Hauptsitzes in Klettgau, nachdem es in den letzten Jahren weitere Firmengelände und Produktionsflächen sowie die

Sparte Fugenbandfertigung der ehemaligen KUNEX GmbH aufkaufte. Alle Produktinnovationen basieren auf direktem Kundenkontakt, genauer Kenntnis des Marktes und der Bereitschaft, stets neue Wege zu erforschen. Veränderten Gegebenheiten begegnet H-BAU Technik jederzeit offen und dynamisch, aber auf solidem Fundament. Diese Identität verdeutlicht nun auch der neue Markenauftritt. Als neuer Claim dient die kreative Wortschöpfung „Vorausbauend“, welche die Kombination aus Innovation und Bautechnik betont und auf spielerische Weise miteinander verbindet. Das Unternehmenslogo gewinnt durch die vorgenommenen Anpassungen an Ausstrahlungskraft und Stärke. Die Gestaltung des Messestandes greift die auffällige Akzentfarbe und schwungvollen Schmuckelemente des Corporate Designs auf und rundet den gesamten Markenaufritt in sich optisch ab.

Reale Einbausituationen Verschiedene Messeexponate ermöglichen es, die Produkte in nachgestellten realen Einbausituationen zu erleben. Anhand eines Modells können sich die Besucher von der stufenlosen Höhenjustierung der ISOPRO¨ Stahlanschlüsse selbst überzeugen. Betonsäulen und -flächen laden dazu ein, die Vorteile des Trennmittels CRETCON HD® zu erfühlen. Eine Wärmebildkamera visualisiert darüber hinaus die verbesserten thermischen Werte der Dämmelemente ISOMAXX®, die äußere und innere Betonbauteile verbinden. Für weitere Fragen rund um die Produkte und deren Einsatzbereiche stehen Produktmanager, Beratungsingenieure, Techniker und Vertriebsmitarbeiter vor Ort zur Verfügung. Denn Beratungsgespräche und das Anbieten von Problemlösungen sind zentrale Bestandteile des Messeauftritts der H-BAU Technik GmbH. Weitere Informationen: H-BAU Technik GmbH, Am Güterbahnhof 20, 79771 Klettgau-Erzingen, Tel. +49 (0)77 42 – 92 15-20, Fax +49 (0)77 42 – 92 15-90, info@h-bau.de, www.h-bau.de

BAU 2015: Halle A1, Stand 425/408

Rechenfähige Vorlagen mit Nachweisen für den Verbundbau nach Eurocode

(Abb.: H-BAU Technik)

Nach der Umstellung auf den EC sind die ausführlich kommentierten VCmaster-Vorlagen ein wertvolles Werkzeug, um die zum Teil sehr umfangreichen Einzelnachweise schnell und effizient zu erstellen. Die Einführung der neuen DIN-EN-Normen ist eine große Herausforderung für den praktisch tätigen Ingenieur. Zahlreiche Aufgaben, deren Lösung bisher selbstverständlich erschien, müssen neu durchdacht werden.

Der Messestand der H-BAU Technik GmbH in neuem Design

A22

Beton- und Stahlbetonbau 110 (2015), Heft 1

VCmaster bietet durch seine umfangreiche Vorlagensammlung ein interessantes Konzept, um Einzel- und Detailnachweise

AKTUELL fügbar. In diesem Jahr wurde das Angebot um Vorlagen für den Verbundbau nach DIN EN 1994 komplettiert.

(Abb.: Veit Christoph GmbH)

Alle Berechnungsvorlagen sind frei editierbar und somit an die Anforderungen des Ingenieurbüros anpassbar. Algorithmen können ohne Programmierkenntnisse verändert oder neu erstellt werden. Formeln werden in exakter mathematischer Form dargestellt. Das entspricht der Arbeitsweise von Ingenieuren und ist einfacher anzuwenden und zu pflegen als Spreadsheets.

Nach der Umstellung auf den EC sind die ausführlich kommentierten VCmaster-Vorlagen ein wertvolles Werkzeug, um die zum Teil sehr umfangreichen Einzelnachweise schnell und effizient zu erstellen.

schnell und effizient zu erstellen. Bisher waren hunderte vorgefertige Nachweise nach DIN EN 1991, DIN EN 1992, DIN EN 1993, DIN EN 1995, DIN EN 1996 und DIN EN 1997 ver-

VCmaster wird nahtlos in den Planungsprozess eingebunden. Universelle Schnittstellen gewährleisten die Datenübertragung aus jedem CAD- und Statikprogramm. Dadurch können die Berechnungen mit dieser Software kommentiert und durch die erforderlichen Nachweise ergänzt werden. Es entsteht ein einheitliches und durchgehendes digitales Dokument der Tragwerksplanung. Dieses kann bei Änderungen dynamisch angepasst werden und steht später bei ähnlichen Projekten wiederum als Vorlage zur Verfügung.

Weitere Informationen: Veit Christoph GmbH, Gotthilf-Bayh-Straße 50/1, 70736 Fellbach (Stuttgart), Tel. +49 (0)711 – 51 85 73-30, vc@veitchristoph.de, www.veitchristoph.de

AKTUELL

PERI und schaltec schließen sich zusammen PERI und schaltec gaben bekannt, ihr umfangreiches Leistungsspektrum zukünftig zusammenzulegen. Die Unternehmen bieten ab 2015 ein besonders umfassendes Angebot rund um die Schalungsund Gerüsttechnik: von der Entwicklung und Produktion, dem Verkauf und der Vermietung über Ingenieurleistungen bis hin zu Sanierung, Ersatzplattenvertrieb und Gebrauchthandel. Nach dem Zusammenschluss ist folgende Aufteilung des Leistungsspektrums vorgesehen: schaltec fokussiert seine Leistungen auf die Schalungssanierung und den Vertrieb von Ersatzplatten sowie Gebrauchtmaterial aller Hersteller, nach wie vor unter eigenem Namen. PERI konzentriert sich weiterhin auf Entwicklung, Produktion, Verkauf und Vermietung von Schalungs- und Gerüstsystemen sowie auf umfassende Projektlösungen inklusive der zugehörigen Dienstleistungen. Für eine flächendeckende Präsenz der Bereiche An- und Verkauf von Gebrauchtmaterial und Sanierung sind weitere Standorte vorgesehen. PERI ist international einer der führenden Anbieter von Schalungs- und Gerüstsystemen. Mehr als 6.700 Mitarbeiterinnen und Mitarbeiter sorgen in fast 60 Tochtergesellschaften weltweit für besten Dienst am Kunden. Mit rund 110 Logistikstandorten sichert PERI die Nähe zu seinen Märkten, zu seinen Kunden und ihren Projekten. Schwerpunkte der PERI-Innovationen im Bereich Schalung und Gerüst sind die Steigerung der Effizienz und der Sicherheit auf der Baustelle. So entstanden viele innovative Systeme und Produkte für den Betonbau vom Einfamilienhauskeller bis hin zu herausragenden internationalen Projekten aller Art. PERI wurde 1969 in Weißenhorn bei Ulm gegründet. Bis heute sind hier die zentralen Funktionen, die Produktion und die Entwicklung des Familienunternehmens angesiedelt. schaltec ist Spezialist für die Sanierung von Schalungssystemen aller Hersteller. Eine weitere Kernkompetenz ist die Konfektionierung von Ersatzplatten für alle Schalungssysteme. schaltec ist langjähriger Partner der Baubranche für An- und Verkauf von gebrauchten Schalungssystemen, in Zukunft werden zudem Gerüstsysteme integriert. Alle Leistungen sind auch über ein Online-Portal verfügbar. Der Stammsitz des Unternehmens in Herbertingen umfasst 22.000 m² Lager- und Produktionsfläche. Mit qualifizierten Mitarbeitern und modernen Bearbeitungszentren für die Schalungsinstandsetzung bietet schaltec seit 1999 eine hohe Flexibilität und Qualität. Weitere Informationen: PERI GmbH, Schalung Gerüst Engineering, Rudolf-Diesel-Straße 19, 89264 Weißenhorn, Tel. +49 (0)73 09 – 950-0, Fax +49 (0)73 09 – 951-0, info@peri.de, www.peri.de sowie: Schaltec, Schalungssysteme, Rötenweg 16, 88518 Herbertingen, Tel. +49 (0)75 86 – 92 00-0, Fax +49 (0)75 86 – 92 00-70, info@schaltec.de, www.schaltec.de

BAU 2015: Halle A2, Stand 115

A24

Beton- und Stahlbetonbau 110 (2015), Heft 1

10. Leipziger Abdichtungsseminar Die Gesellschaft für Materialforschung und Prüfungsanstalt für das Bauwesen Leipzig mbH – MFPA Leipzig GmbH – veranstaltet am 27.01.2015 gemeinsam mit dem Deutschen Institut für Bautechnik (DIBt) und dem Deutschen Institut für Normung (DIN) zum 10. Mal das Leipziger Abdichtungsseminar, als eine inzwischen national und international in der Fachwelt renommierte Veranstaltungsreihe, die von den sächsischen Ingenieur- und Architektenkammern sowie auch in anderen Bundesländern als Weiterbildungsmaßnahme anerkannt wird. Neben den baurechtlichen Anforderungen an Bauprodukte im Feuchteschutz und den sich aus dem Umwelt- und Gewässerschutz ergebenden besonderen Anforderungen berichten namhafte Experten im „Leipziger Kubus“ auch über den aktuellen Beratungsstand der neuen Abdichtungsnormenreihe DIN 18531 bis DIN 18535. Schwerpunkt des 10. Abdichtungsseminars bilden die landwirtschaftlich genutzten Stahlbetonkonstruktionen. Darunter werden die zur Sammlung, Lagerung und Verwertung von überwiegend flüssigen Substanzen aus dem landwirtschaftlichen Bereich genutzten Behälter, Silos und sonstige Anlagen unterschiedlicher Form und Abmessungen verstanden – die sogenannten JGS-Anlagen (Jauche, Gülle, Silagesickersäfte). Da JGSFlüssigkeiten zu den wassergefährdenden Flüssigkeiten zählen und teilweise betonangreifend wirken können, ergeben sich besondere Anforderungen an die Werkstoffe und Konstruktion sowie den Betrieb derartiger Anlagen. Neben der Gewährleistung von Funktionsfähigkeit und Dauerhaftigkeit besteht aus wasserrechtlicher Sicht die Verpflichtung, durch die Dichtigkeit der Anlagen für den bestmöglichen Schutz der Gewässer durch Verunreinigung mit JGS-Flüssigkeiten zu sorgen. In den Berichten aus der Praxis werden daher neben den aktuellen gesetzlichen Grundlagen für den Umgang mit JGS auch Hinweise zur Planung und Ausführung von Konstruktionen und zur Verwendung von Werkstoffen gegeben, über Schädigungsmechanismen und Selbstdichtungsverhalten von Trennrissen berichtet sowie Beispiele für die Instandsetzung undichter Stahlbetonkonstruktionen aufgezeigt. Angesprochen sind Planer, Hersteller, Gutachter, Rechtsanwälte des Bau- und Architektenrechts, Bauherren sowie Vertreter von Behörden und Hochschulen. Weitere Informationen: MFPA für das Bauwesen Leipzig GmbH, Hans-Weigel Straße 2 B, 04319 Leipzig, Tel. +49 (0)341 – 65 82-0, Fax +49 (0)341 – 65 82-135, leitung@mfpa-leipzig.de, www.mfpa-leipzig.de

BAU 2015: Halle B0, Stand 105

Anbieterverzeichnis Produkte & Dienstleistungen Abdichtungstechnik

Befestigungstechnik n Ankerschienen

EK Abdichtungstechnik GmbH Salmdorfer Straße 1 85540 Haar b. München Berlin, Leipzig, München, Regensburg zentrale@ek-abdichtung.de www.ek-abdichtung.de

Max Frank GmbH & Co. KG Technologien für die Bauindustrie Mitterweg 1 D-94339 Leiblfing Tel. +49 (0) 94 27/1 89-0 Fax +49 (0) 94 27/15 88 info@maxfrank.de www.maxfrank.de

HALFEN Vertriebsgesellschaft mbH Katzbergstraße 3 D-40764 Langenfeld Tel. (0 21 73) 9 70-0 Fax (0 21 73) 9 70-2 25 e-Mail: info@halfen.de Internet: www.halfen.de BETON: Verankerungstechnik FASSADE: Befestigungssysteme MONTAGETECHNIK: Produkte und Systeme

n Kathodischer Korrosionsschutz

n Bewehrungssystem

Steffel KKS GmbH Im Bulloh 6 D-29331 Lachendorf Tel.: +49 51 45-98 91-200 Fax: +49 51 45-98 91-290 E-Mail: kks@steffel.com Internet: www.steffel.com KKS-Konzeptionen Engineering Errichtung von KKS-Systemen Geräte-Fertigung Fernüberwachung Service

Max Frank GmbH & Co. KG Technologien für die Bauindustrie Mitterweg 1 D-94339 Leiblfing Tel. +49 (0) 94 27/1 89-0 Fax +49 (0) 94 27/15 88 info@maxfrank.de www.maxfrank.de

n Kopfbolzendübel

n Spezial- & Edelstahlbewehrungen

Bewehrung

Abstandhalter Peikko Deutschland GmbH Brinker Weg 15 D-34513 Waldeck Tel. +49 (0)5634 9947-0 Fax +49 (0)5634 7572 E-Mail: peikko@peikko.de www.peikko.de

Mozartstraße 12 87435 Kempten Tel. (0831) 52173-11 Fax (0831) 24437 E-Mail: Info@bamtec.com Internet: www.bamtec.com • Bis zu 40 % Betonstahlersparnis • 80% bis 90% Verlegezeitreduktion

ANCOTECH GmbH Spezialbewehrungen Robert-Perthel-Straße 72 50739 Köln Tel.: (02 21) 5 00 81-74 Fax: (02 21) 5 00 81-79 e-Mail: info@ancotech.de Internet: www.ancotech.de – Durchstanz- und Schubbewehrung – Nichtrostende Edelstahlbewehrung

n Schub- und Durchstanzbewehrung

Balkondämmelemente

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

KÖCO Köster + Co. GmbH Spreeler Weg 32 D-58256 Ennepetal Tel. (0 23 33) 83 06-0 Fax (0 23 33) 83 06-38 E-Mail: info@koeco.net www.koeco.net

Betoninstandsetzung

Peikko Deutschland GmbH Brinker Weg 15 D-34513 Waldeck Tel. +49 (0)5634 9947-0 Fax +49 (0)5634 7572 E-Mail: peikko@peikko.de www.peikko.de

n Bewehrungsanschlüsse 01069 Dresden Tel. (03 51) 21 06 69-0 www.Litterer.de CFK-Klebearmierung, Spritzbeton

Max Frank GmbH & Co. KG Technologien für die Bauindustrie Mitterweg 1 D-94339 Leiblfing Tel. +49 (0) 94 27/1 89-0 Fax +49 (0) 94 27/15 88 info@maxfrank.de www.maxfrank.de

Beton- und Stahlbetonbau 110 (2015), Heft 1

A25

CAD/CAM Multimateriallösungen

Tekla GmbH Helfmann-Park 2 D-65760 Eschborn 0 61 96-4 73 08 30 0 61 96-4 73 08 40 contact@de.tekla.com www.tekla.com

Durchstanzbewehrung

Peikko Deutschland GmbH Brinker Weg 15 D-34513 Waldeck Tel. +49 (0)5634 9947-0 Fax +49 (0)5634 7572 E-Mail: peikko@peikko.de www.peikko.de

Montagetechnik

n Injektionstechnik, Mischtechnik, Spritztechnik HALFEN Vertriebsgesellschaft mbH Katzbergstraße 3 D-40764 Langenfeld Tel. (0 21 73) 9 70-0 Fax (0 21 73) 9 70-2 25 e-Mail: info@halfen.de Internet: www.halfen.de BETON: Verankerungstechnik FASSADE: Befestigungssysteme MONTAGETECHNIK: Produkte und Systeme

Peikko Deutschland GmbH Brinker Weg 15 D-34513 Waldeck Tel. +49 (0)5634 9947-0 Fax +49 (0)5634 7572 E-Mail: peikko@peikko.de www.peikko.de

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

Fachliteratur Ernst & Sohn Verlag für Architektur und technische Wissenschaften GmbH & Co. KG Rotherstraße 21 D-10245 Berlin Tel. +49 (0)30 4 70 31 2 00 Fax +49 (0)30 4 70 31 2 70 e-mail: info@ernst-und-sohn.de Internet: www.ernst-und-sohn.de

Rißinjektion

Querkraftdorne

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

DESOI GmbH Gewerbestraße 16 D-36148 Kalbach/Rhön Telefon: +49 (66 55) 96 36-0 Telefax: +49 (66 55) 96 36-66 66 E-Mail: info@desoi.de Internet: www.desoi.de • Injektionspacker • Injektionsgeräte • Sonderlösungen

Dittmann GmbH Technik für die Bausanierung Gewerbestraße 10 16540 Hohen Neuendorf Tel.: +49(0) 3303 541527 Fax: +49(0) 3303 541528 E-Mail: info@saniertechnik.de Internet: www.saniertechnik.de • Injektionstechnik und Zubehör • Injektionspacker • Maschinenservice

Schwingungsisolierung

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

GERB Schwingungsisolierungen GmbH & Co. KG Berlin/Essen Elastische Gebäudelagerung, Schwingböden, Raum-in-RaumLösungen, Schwingungstilger Tel. Berlin (0 30) 41 91-0 Tel. Essen (0201) 266 04-0 E-mail: info@gerb.com www.gerb.com

Software für das Bauwesen

mb AEC Software GmbH Europaallee 14 67657 Kaiserslautern Tel. 0631 550999-11 Fax 0631 550999-20 info@mbaec.de www.mbaec.de

n Bewehrungsplanung

DICAD Systeme GmbH 2D/3D/BIM CAD in Konstruktion und Bewehrung Claudiastraße 2B D-51149 Köln Tel.: +49 (0) 22 03/93 13-0 Fax: +49 (0) 22 03/93 13-1 99 info@dicad.de www.dicad.de

Tekla GmbH Helfmann-Park 2 D-65760 Eschborn 0 61 96-4 73 08 30 0 61 96-4 73 08 40 contact@de.tekla.com www.tekla.com

Software für Statik und Dynamik

Dlubal Software GmbH Am Zellweg 2 93464 Tiefenbach Phone +49 (0) 96 73 92 03-0 Fax +49 (0) 96 73 92 03-51 Mail: info@dlubal.com Web: www.dlubal.de

A26

Beton- und Stahlbetonbau 110 (2015), Heft 1

Spannbeton n Spannausrüstungen, Spannverankerungen und Zubehör

Paul Maschinenfabrik GmbH & Co. KG Max-Paul-Straße 1 88525 Dürmentingen/Germany Phone +49 (0) 73 71/5 00-0 Fax +49 (0) 73 71/5 00-1 11 Mail: stressing@paul.eu Web: www.paul.eu

Stahlbau

Tekla GmbH Helfmann-Park 2 D-65760 Eschborn 0 61 96-4 73 08 30 0 61 96-4 73 08 40 contact@de.tekla.com www.tekla.com

Max Frank GmbH & Co. KG Technologien für die Bauindustrie Mitterweg 1 D-94339 Leiblfing Tel. +49 (0) 94 27/1 89-0 Fax +49 (0) 94 27/15 88 info@maxfrank.de www.maxfrank.de

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

Trittschalldämmung unter hohen Lasten

Verbundbau

Verankerungen n FassadenankerSysteme

n Softwarelösungen für den Verbundbau

Peikko Deutschland GmbH Brinker Weg 15 D-34513 Waldeck Tel. +49 (0)5634 9947-0 Fax +49 (0)5634 7572 E-Mail: peikko@peikko.de www.peikko.de

Kretz Software GmbH Europaallee 14 67657 Kaiserslautern Tel. 0631 550999-11 Fax 0631 550999-20 info@kretz.de www.kretz.de

n Verbundträger und -stützen

Peikko Deutschland GmbH Brinker Weg 15 D-34513 Waldeck Tel. +49 (0)5634 9947-0 Fax +49 (0)5634 7572 E-Mail: peikko@peikko.de www.peikko.de

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 Trittschalldämmung mit bauaufsichtlicher Zulassung

Den großen

Stellenmarkt sowie Weiterbildungsangebote finden Sie am Ende jeder Ausgabe

Karriere im Bauingenieurwesen Stellenangebote & Weiterbildung

auf Fachpersonal

hohem

Tekla GmbH Helfmann-Park 2 D-65760 Eschborn 0 61 96-4 73 08 30 0 61 96-4 73 08 40 contact@de.tekla.com www.tekla.com

Trittschalldämmelemente

Niveau

weitere Angebote: www.ernst-und-sohn.de/stellenmarkt

Beton- und Stahlbetonbau 110 (2015), Heft 1

A27

Harald S. Müller

EDITORIAL

Konstruktionsbeton – Wohin führt der Weg? Die moderne Betontechnologie kann auf herausragende Innovationen in den letzten 15–20 Jahren zurückblicken. Neben hochfestem und selbstverdichtendem Beton (HPC bzw. SVB) gelang die Entwicklung von ultrahochfestem Beton (UHPC) und neuartigen Textilbetonen. Der Schlüssel dieses Fortschritts lag in der konsequenten Ausschöpfung des Potenzials des 5-Stoffsystems aus Zement, Wasser, Gesteinskörnung, Zusatzmittel und Zusatzstoff, was durch den Erkenntnisgewinn bei den ablaufenden chemisch-physikalisch Prozessen möglich wurde. Damit vollzog sich auch der Paradigmenwechsel vom bloßen Erforschen des Werkstoffs Beton hin zum gezielten Beeinflussen und Verbessern der Betoneigenschaften. Aber was ist von all diesen, mit erheblichem finanziellen Mitteleinsatz erzielten Fortschritten letztlich in der Praxis angekommen? Die Antwort auf diese Frage fällt ernüchternd aus. Die Marktanteile von HPC oder SVB an der gesamten Betonproduktion sind äußerst gering, obwohl seit einigen Jahren normative Regeln die Verwendung dieser Betone in der Praxis ermöglichen. UHPC oder Textilbeton sind trotz 15-jähriger Forschung nicht über singuläre Pilotanwendungen hinausgekommen.

Prof. Dr.-Ing HARALD S. MÜLLER, Karlsruher Institut für Technologie

Der wohl maßgebliche Grund für die Zurückhaltung des Marktes ist die fehlende Robustheit der neuen normativ eingeführten Betone. So machen selbst kleine Schwankungen in der Betonzusammensetzung und bei der Frischbetontemperatur, wie sie in der Praxis niemals auszuschließen sind, ihre Vorzüge rasch zunichte. Das inzwischen „gezahlte Lehrgeld“ hat die Anwender nachhaltig verschreckt, insbesondere im Bereich des Transportbetons. Und doch waren die enormen Entwicklungsaufwendungen nicht umsonst! Sie haben aus dem Zusammenspiel von Natur- und Ingenieurwissenschaften eine neue Erkenntnisstufe erreichen lassen, die für die Bewältigung des Nachhaltigkeitsproblems von Beton den Ausgangspunkt bildet. Insofern gleicht die Entwicklung hin zum UHPC Entwicklungen in der Raumfahrt oder der Formel 1. Auch dort sind es Erkenntnisgewinne und „Abfallprodukte“, die in der Praxis innovative Veränderungen herbeiführen. Die zentrale Herausforderung des Bauens mit Beton besteht in der Verwendung signifikant nachhaltigerer Betone. Schätzungen prognostizieren, dass der Betonverbrauch in den nächsten 30 Jahren weltweit um einen Faktor 5 zunehmen wird. Und bereits heute resultieren etwa 5 bis 8 % der weltweit anthropogen erzeugten CO2-Belastung aus der Produktion von Zementklinker. Würde man nicht versuchen, den ökologischen „Footprint“ des Betons dramatisch zu verbessern, hätte dieses Wachstum katastrophale Folgen für die Umwelt. Zwei Wege müssen beschritten werden: erstens, die Forcierung der Entwicklung umweltfreundlicherer Zemente/Bindemittel und zweitens, die Bereitstellung von Konstruktionsbetonen mit erheblich reduziertem Bindemittelgehalt. Diese Entwicklungen werden einen neuen Typ von Normalbeton hervorbringen. Er muss seine ökologischen Vorzüge mit unverzichtbaren technologischen Eigenschaften hinsichtlich Festigkeit, Dauerhaftigkeit und Robustheit verbinden und weltweit wirtschaftlich produzierbar sein. Dass dieser neue Normalbeton keine Utopie ist, belegen erste wissenschaftliche Untersuchungen. Die anspruchsvolle Entwicklungsaufgabe ist jetzt anzupacken – die Zeit drängt!

DOI: 10.1002/best.201400500

FACHTHEMA

Rolf Breitenbücher

Alkali-Kieselsäure-Reaktionen in Betonbauteilen bei gleichzeitiger zyklischer Beanspruchung und externer Alkali-Zufuhr Erste Ergebnisse der DFG-Forschergruppe 1498 Vorbemerkung In den letzten Jahren sind Schäden an Betonbauwerken infolge Alkali-Kieselsäure-Reaktion (AKR) aufgetreten. Dabei reagiert amorphe Kieselsäure, wie sie in manchen Gesteinskörnungen vorhanden ist, im Beisein von Feuchtigkeit mit Alkalien (Natrium, Kalium), die bereits über den Zement oder andere Ausgangsstoffe in den Beton eingetragen werden können. Bei den Schäden, die zuletzt zu intensiven Diskussionen geführt haben, spielt vor allem eine externe Alkalizufuhr, z. B. durch alkalihaltige Taumittel oder Meerwasser, eine maßgebliche Rolle. Besonders betroffen davon sind Verkehrsflächen aus Beton (Autobahnen, Flughäfen usw.), die zusätzlich durch den überrollenden Verkehr auch zyklisch massiv belastet werden. Vergleichbare Verhältnisse können sich auch bei Off-shoreWindkraftanlagen im Meerwasser einstellen. Durch die millionenfachen zyklischen Beanspruchungen können im Innern des Betongefüges feinste Mikrorisse (Degradationen) entstehen, die das Eindringen von alkalihaltigen Medien in das Betongefüge und damit eine AKR begünstigen. Um solche auch volkswirtschaftlich relevanten Schäden zu vermeiden, wurden zwischenzeitlich entsprechende Vorgaben, die insbesondere auf die Auswahl von Gesteinskörnungen mit geringem AKR-Potenzial abzielen, eingeführt. Diese Festlegungen konnten jedoch nur auf rein empirischer Basis definiert werden. Wenn auch bereits mehrfach Studien zur AKR in Verkehrsflächen durchgeführt wurden, sind die grundlegenden Zusammenhänge zwischen einer Vorschädigung des Mikrogefüges infolge zyklischer Beanspruchung und dem Eindringen externer alkalihaltiger Medien bislang nicht systematisch untersucht worden. Um die hierfür relevanten Effekte grundlegend zu erforschen, wurde im Oktober 2011 die Forschergruppe FOR 1498 von der Deutschen Forschungsgemeinschaft (DFG) eingerichtet. In fünf Teilprojekten werden schwerpunktmäßig die grundlegenden Zusammenhänge zwischen Initiierung und Ausweitung von Vorschädigungen des Betongefüges, des Transports der Alkalien in das Betongefüge sowie des Transports der Alkalien in ggf. vorgeschädigte Gesteinskörner hinein und die dann von innen heraus erfolgende AKR-Gelbildung im Korn selber untersucht.

– Teilprojekt B: Numerisches Modell zur Beschreibung von Alkalitransport und AKR-induzierter Schädigung in Beton. Ruhr-Universität Bochum – Lehrstuhl für Statik und Dynamik (Prof. Dr. techn. GÜNTHER MESCHKE) – Teilprojekt C: Bewertung des Einflusses einer mechanisch induzierten Rissbildung auf den Verlauf der schädigenden AKR mit innovativen Prüftechniken. Bundesanstalt für Materialforschung und -prüfung, Berlin (Prof. Dr. rer. nat. BIRGIT MENG, Dr.-Ing. F RANK WEISE) – Teilprojekt D: Transport- und Lösevorgänge im Gesteinskorn. Bauhaus-Universität Weimar – F.-A.-Finger-Institut für Baustoffkunde (Prof. Dr.-Ing. HORSTMICHAEL LUDWIG) – Teilprojekt E: Schadensrisiko und Schadensentwicklung in Betonfahrbahndecken als Folge einer AlkaliKieselsäure-Reaktion. Karlsruher Institut für Technologie – Institut für Massivbau und Baustofftechnologie (Prof. Dr.-Ing. HARALD S. MÜLLER) In dieser netzgestützten Forschergruppe wird den offenen Fragen sowohl experimentell als auch numerisch in enger Abstimmung nachgegangen. Hauptziel ist es, den gegenseitigen Beeinflussungen einer Alkali-Kieselsäure-Reaktion mit externen mechanischen, thermischen und hygrischen Einwirkungen ganzheitlich, nicht zuletzt über entsprechend abgesicherte Modelle, näher zu kommen und somit auch mehr Klarheit über das jeweilige Gefährdungspotenzial sowie die mögliche Schadensentwicklung zu erzielen. In den folgenden drei Veröffentlichungen werden zu einzelnen Themenschwerpunkten dieser Forschergruppe markante Ergebnisse aus den bisherigen Studien vorgestellt. ROLF BREITENBÜCHER (Sprecher der FOR 1498)

Autor

Prof. Dr.-Ing. Rolf Breitenbücher Ruhr-Universität Bochum Lehrstuhl für Baustofftechnik rolf.breitenbuecher@rub.de

– Teilprojekt A: Externer Alkalieintrag in mechanisch/ thermisch vorgeschädigtes Betongefüge. Ruhr-Universität Bochum – Lehrstuhl für Baustofftechnik (Prof. Dr.-Ing. ROLF BREITENBÜCHER) 2

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Robin Przondziono, Jithender J. Timothy, Minh Nguyen, Frank Weise, Rolf Breitenbücher, Günther Meschke, Birgit Meng

Vorschädigungen in Beton infolge zyklischer Beanspruchungen und deren Auswirkung auf Transportprozesse im Hinblick auf eine schädigende AKR Auf Grundlage der Zielsetzung der Forschergruppe 1498 beschäftigt sich dieser Beitrag mit den Auswirkungen einer zyklischen mechanischen Belastung im Vierpunktbiegeversuch auf das Transportverhalten in Betongefüge. Hierzu wurde zunächst die Degradation des Mikrogefüges mittels Ultraschallmessungen sowie rissmikroskopischen Untersuchungen an Dünnschliffen charakterisiert. Mit dem Ziel der numerischen Modellbildung wurden Untersuchungen zum Wassereindringverhalten durchgeführt. Es wurden u. a. das Wassereindringverhalten über die Zeit und der Einfluss von Vorschädigungen experimentell geprüft. Basierend auf den gewonnenen Erkenntnissen zu den Einzelprozessen des Ionentransports in poröses Gefüge wurde ein mikromechanisches Mehrskalenmodell entwickelt, welches es ermöglicht, die Wirkung der Vorschädigung auf gekoppelte Feuchte- und Ionentransportprozesse vorherzusagen. Das Modell berücksichtigt die Topologie und räumliche Verteilung der Mikrorisse und deren Einfluss auf die Ionendiffusivität. Die numerische Simulation liefert bei anisotroper Verteilung der Mikrorisse eine erhöhte Alkali-Eindringtiefe.

Degradations in concrete due to cyclic loading and its effects on transport processes with regard to ASR damage According to the goals of the research group 1498, this paper deals with the effects of cyclic flexural loading in a four-point bending test on the fluid transport processes within a concrete structure. Therefore, the degradation of the microstructure is characterized through ultrasonic wave measurements as well as microscopic crack analysis. In order to numerically model these processes, experiments on the penetration behavior of water into the concrete were carried out. The penetration behavior over time as well as the influence of degradation on the water transport were investigated. To predict the influence of concrete degradation on alkali diffusivity, a multi-scale continuum micromechanics model is incorporated into the numerical model, which accounts for the topology and the three-dimensional distribution of microcracks. As expected, the numerical simulation predicts larger alkali-penetration in pre-damaged concrete. Regarding the micro-crack distribution, an anisotropic distribution of micro-cracks tangential to the direction of the alkali and water flux increases their penetration depth.

deutung. Die so zusätzlich in das Betongefüge eingetragenen Alkalien können mit einer entsprechend alkaliempfindlichen Gesteinskörnung rasch auch in größerer Tiefe des Betonbauteils reagieren und die AKR massiv beschleunigen.

Einleitung

Viele Beton- und Stahlbetonbauwerke sind während ihrer Lebensdauer neben rein statischen Lasten auch erheblichen zyklischen Beanspruchungen ausgesetzt. Letztere können im Laufe der Zeit zu einer Veränderung in der Mikrostruktur des Betons und damit zu veränderten Materialeigenschaften führen [1, 2]. In Kombination mit den zyklischen Temperatur- und Verkehrsbeanspruchungen können äußerlich einwirkende Medien wie z. B. Feuchte, Taumittel usw. leichter in das Betoninnere vordringen und dort sekundäre Schadreaktionen begünstigen oder beschleunigen. Der Transport von Wasser sowie gelösten Ionen in porösen Baustoffen erfolgt durch verschiedenste Mechanismen. Dabei hängt der Transport in erster Linie von der Größe, Art und Form der Poren bzw. Mikrorisse ab, aber auch von den Transportkräften und den physikalischen Gesetzmäßigkeiten, die in der jeweiligen Pore/Mikroriss wirksam sind. Neben dem Transport durch Diffusion ist ein wesentlicher Transportmechanismus der Kapillartransport [3, 4]. Neben dem reinen Transport von Wasser in porösem Gefüge ist für die hier angestellten Betrachtungen hinsichtlich einer AKR der Transport von Alkalien insbesondere im Zuge der Tausalzbeaufschlagung von besonderer Be-

In den hier beschriebenen Untersuchungen werden sowohl die Einflüsse auf die Entwicklung und Ausmaße einer Vorschädigung (Degradation) als auch das Eindringverhalten flüssiger Medien einschließlich der Transportprozesse in solch vorgeschädigtes Betongefüge erfasst. Dies erfolgte zum einen durch experimentelle Untersuchungen an Betonbalken, zum anderen durch numerische Simulationen mit entsprechend entwickelten Modellen auf Basis der Theorie poröser Medien [5] sowie Methoden der Kontinuumsmechanik [6], die anhand der experimentellen Ergebnisse validiert wurden.

Degradation infolge zyklischer Beanspruchung

In den experimentellen Untersuchungen wurden Betonbalken mit den Abmessungen 180 × 50 × 27 cm³ zyklisch belastet. Alle Balken wurden einheitlich mit einem typischen Straßenbeton hergestellt (Tab. 1), bei dem lediglich die Art der Gesteinskörnung in der Kornfraktion 2/8 variierte (vgl. [7]). Die Oberfläche der Balken wurde nach der Herstellung mit einem Besenstrich texturiert.

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DOI: 10.1002/best.201400095

R. Przondziono, J. J. Timothy et al.: Vorschädigungen in Beton infolge zyklischer Beanspruchungen und deren Auswirkung auf Transportprozesse im Hinblick auf eine schädigende AKR Tab. 1

Zusammensetzung des Betons Mixture proportions of the concrete

Bestandteile

Zugabemenge [kg/m³]

Zement CEM I 42,5 N

360

Sand 0/2 mm

512

Granodiorit-Splitt oder Oberrhein Kies-Splitt 2/8 mm

267

Granodiorit-Splitt 8/16 mm

505

Granodiorit-Splitt 16/22 mm

561

Wasser

151

w/z-Wert

0,42

LP-Bildner

0,2 M.- % v. Zement

Bild 1

Versuchsstand zum gleichzeitigen zyklischen Belasten von sechs Balken Test setup for simultaneous testing of six beams in a 4-point flexural test

Bild 2

Versuchsaufbau der Bundesanstalt für Materialprüfung (BAM) zur zyklischen Vorschädigung (mit gleichzeitig aufstehender Salzlösung auf der dem Biegezug ausgesetzten Oberfläche) Test setup for cyclic loading with NaCl-solution on the surface subjected to tension performed at the Federal Institute for Material Research and Testing (BAM), Berlin

Die zyklischen Beanspruchungen wurden jeweils im Alter der Balken von mindestens 56 Tagen begonnen. Diese wurden mit Vierpunktbiegezugversuchen realisiert. Aus der Überlagerung von langsam veränderlichen thermischen Zwangsspannungen mit rasch zyklisch wiederkehrenden Verkehrslasten ergeben sich jeweils eine Oberund Unterspannung (σo bzw. σu). Im Wesentlichen wurden zwei Lastfälle unterschieden. Zum einen eine Abkühlung von oben (negativer Temperaturgradient von 0,4 K/cm) bei gleichzeitiger Verkehrslast durch einen 40-t-LKW in Plattenmitte und zum anderen die Verkehrslast am Plattenrand bei gleichem Temperaturgradient. Hieraus ergeben sich an der Betonoberfläche, bei einer Schwingbreite durch Verkehrslast von 1,0 N/mm², die extremalen Spannungsverhältnisse σu/σo = 0,5 bzw. σu/σo = 0,66 [8]. Ausgehend von einer durchschnittlichen Biegezugfestigkeit fct,fl für Betonfahrbahndecken von 6,0 N/mm² ergeben sich für diese beiden Lastfälle die Verhältnisse σo/fct,fl = 0,35 bzw. σo/fct,fl = 0,5. Aufgrund der Probekörpergeometrien sowie Austrocknungseffekten ergibt sich eine geringere Biegezugfestigkeit von ca. 4,0 bis 4,5 N/mm². Für die durchgeführten Versuche wurden die Oberspannungen den jeweiligen Balken angepasst, um das Verhältnis σo/fct,fl beizubehalten.

likzylinder, welcher den Öldruck über ein Leitungssystem an die einzeln ansteuerbaren Versuchsstränge verteilt.

– Verhältnis von Oberspannung zu Biegezugfestigkeit (σo/fct,fl = 0,35; 0,50; 0,60) – Anzahl der Lastzyklen (N = 0; 1,0; 2,0; 5,0 Mio.)

Ergänzend hierzu wurden bei der BAM die gleichen Balken bei gleichzeitig aufstehender Prüflösung zyklisch beansprucht. Zur Ausbildung der Zugzone auf der Balkenoberseite wurde hier als statisches System ein Einfeldträger auf zwei Stützen mit beidseitigem Kragarm gewählt. Die Krafteinleitung erfolgte hierbei symmetrisch an den Enden der beiden Kragarme (Bild 2).

Die Lastzyklen wurden mit einer Frequenz von 5 Hz aufgebracht. Hieraus ergaben sich bei den angestrebten Gesamtlastzyklen Prüfdauern von bis zu 14 Tagen. Um dennoch eine große Anzahl an Proben untersuchen zu können, wurde an der Ruhr-Universität Bochum (RUB) ein Mehrfachprüfstand entwickelt. Dieser ermöglicht die gleichzeitige zyklische Belastung von sechs Balken (Bild 1). Die Steuerung erfolgt über einen Haupt-Hydrau-

Die sich während der zyklischen Beanspruchung einstellende Degradation wird im Ruhezustand des Balkens über vergleichende Ultraschalllaufzeitmessungen der Oberflächenwelle in der auf Biegezug beanspruchten Betonrandzone erfasst. Daraus wird der dynamische Elastizitätsmodul ermittelt. Je größer der Abfall dieses Kennwerts im Laufe der Lastzyklen ist, d. h. je niedriger der relative dynamische E-Modul wird, umso mehr Mikrorisse

In diesen Versuchsreihen wurden folgende Parameter variiert:

Beton- und Stahlbetonbau 110 (2015), Heft 1

Bild 3

Abfall des relativen dynamischen E-Moduls an Balken nach fünf Mio. Lastzyklen mit unterschiedlichen Belastungsniveaus (Balken A 16: σo/fct,fl = 0,35; Balken B 3: σo/fct,fl = 0,50; Balken C 13–15: σo/fct,fl = 0,60) Decrease of the relative dynamic Young’s modulus on beams after five mil. load cycles at different stress levels (Balken A 16: σo/fct,fl = 0,35; Balken B 3: σo/fct,fl = 0,50; Balken C 13–15: σo/fct,fl = 0,60)

und andere mikrostrukturelle Veränderungen sind im Betongefüge zu vermuten. Eine detaillierte Beschreibung des bei der BAM angewandten Prüfverfahrens kann [7] entnommen werden. In Bild 3 sind die Verläufe der relativen dynamischen E-Moduln unter verschiedenen Belastungsniveaus dargestellt. Erwartungsgemäß wurde ein umso größerer Abfall im relativen dynamischen E-Modul festgestellt, je höher das Lastniveau war. Nach fünf Mio. Lastzyklen zeigte sich bei einem Belastungsniveau von σo/fct,fl = 0,35 ein Abfall auf ca. 91 %, hingegen war bei σo/fct,fl = 0,60 bereits ein signifikant höherer Abfall auf ca. 75 % festzustellen. Nach Abschluss der Vorschädigung wurden aus einzelnen Balken Teilproben sowohl parallel zu der Biegezugseite als auch parallel zu den Stirn- bzw. Seitenflächen der Großbalken für die mikroskopische Bewertung der Mikrorissbildung entnommen. Von diesen Teilproben wurden Dünnschliffe erstellt, an denen dann die Rissanzahl, Risslänge, Rissbreite und daraus die Rissöffnungsfläche in der Analyseebene auf einer Fläche von 5,0 × 5,0 cm² ermittelt wurden (Tab. 2). Weitere Kleinproben aus diesen vorgeschädigten Bereichen wurden an der BAM röntgentomografisch zur Risscharakterisierung untersucht. Eine genauere Beschreibung dieser Ergebnisse ist in [8] zu finden. Es zeigte sich ein deutlicher Unterschied in der Anzahl der Mikrorisse zwischen vorgeschädigtem und nicht vorgeschädigtem Bereich. Die Breite der Mikrorisse betrug rd. 5 μm, ihre Länge rd. 1,5 mm. Des Weiteren wurde festgestellt, dass die Risse sowohl in der Korngrenze als auch im Zementstein auftreten. Auf Basis der Daten in Tab. 2 kann man gemäß [9] einen Schädigungsparameter ϕc = 0.0911 bestimmen. Im Rahmen der Modellentwicklung geht es nun darum, diese Informationen für die Entwicklung eines Mehrskalenmodells für geschädigten Beton zu nutzen. Zu diesem

Tab. 2

Ergebnisse einer Rissmikroskopie an Dünnschliffproben parallel zur Biegezugseite, Fläche: 5,0 x 5,0 cm² Results of a micro-crack detection through finecut microscopy parallel to the surface exposed to max. tension, area: 5,0 x 5,0 cm²

Anzahl Gesamtfläche Mittlere Fläche Mittlere Breite Mittlere Länge

[–] [μm²] [μm²] [μm] [μm]

Zugbereich

Auflagerbereich

403 3 434 796 8 520 4,56 1504

174 1 498 818 8 610 5,15 1569

Zweck wurde die Theorie der Kontinuumsmikromechanik herangezogen, in der die Dichte von verteilten Mikrorissen mithilfe von Homogenisierungsmethoden [9] auf Grundlage des Verhältniswerts der Elastizitätsmoduln des Betons im geschädigten und im ungeschädigten Zustand sowie der Kenntnis der räumlichen Orientierung der Mikrorisse ermittelt werden kann. Da nur rudimentäre Informationen zur tatsächlichen Mikrorissverteilung vorlagen, wurden im Modell zwei Alternativen angenommen: eine isotrope Verteilung sowie eine orientierte (anisotrope) Verteilung, in der die Mikrorisse als orthogonal zur Zugspannungsrichtung im Zugbereich des Betonbalkens angenommen wurden. Auf Grundlage des experimentell ermittelten Abfalls des dynamischen Elastizitätsmoduls auf 75,4 % bei einer Belastung von σo/fct,fl = 0,60 nach fünf Mio. Lastzyklen (Bild 3, Balken C13-15) ergibt sich nach dem mikromechanischen Modell ein Schädigungsparameter von ϕc = 0.052 für den anisotropen Fall (Bild 4a) sowie ϕc = 0.103 für den isotropen Fall (Bild 4c). Anhand der Auswertung der Dünnschliffproben lässt sich ein Schädigungsparameter von ϕc = 0.0911 (Bild 4b) ermitteln, welcher etwas näher beim Resultat für isotrope Verteilung liegt. Dies bedeutet, dass, wie erwartet, die ZugspannungsBeton- und Stahlbetonbau 110 (2015), Heft 1

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R. Przondziono, J. J. Timothy et al.: Degradations in concrete due to cyclic loading and its effects on transport processes with regard to ASR damage

R. Przondziono, J. J. Timothy et al.: Vorschädigungen in Beton infolge zyklischer Beanspruchungen und deren Auswirkung auf Transportprozesse im Hinblick auf eine schädigende AKR

Bild 5 Bild 4

Schädigungsparameter ϕc nach fünf Mio. Lastzyklen (Balken C 13–15: σo/fct,fl = 0,60) – Vergleich von Experiment und Mehrskalenmodell: Modellergebnis für eine angenommen anisotrope (a) bzw. isotrope (c) Mikrorissverteilung, b) Ergebnis der Dünnschliffanalysen Microcrack damage parameter ϕc after 5 mil. load cycles (Beam C 13–15: σo/fct,fl = 0,60) – Comparison between model predictions and measurements: a) and c) Model prediction for assumed anisotropic (a) and isotropic (c) distribution of microcracks, b) Measurements from finecut microscopy

richtung an der Zugseite des untersuchten Balkens einen erheblichen Einfluss auf die Mikrorissverteilung hat. Die Ergebnisse des mikromechanischen Modells sind die Grundlage für die Ermittlung effektiver Transporteigenschaften des vorgeschädigten Betons in Abschn. 5.

Eindringversuche mit aufstehender Prüflösung

In Kombination mit den oben beschriebenen zyklischen Beanspruchungen der Großbalken wurden tausalzhaltige Lösungen auf die vorgeschädigten Betonoberflächen aufgebracht und deren Eindringverhalten näher untersucht. Hierzu wurden zwei praxisnahe Beanspruchungsszenarien entwickelt. Im Zuge des Teilprojekts A wurde an der RUB die Tausalzlösung nach Abschluss der zyklischen Vorbeanspruchung in die Betonoberfläche durch Überrollen eingewalkt. Hierzu wurde eine Rundlaufanlage entwickelt, in der bis zu sechs vorgeschädigte Großbalken überrollt werden können (Bild 5). Die sechs integrierten Reifen sind jeweils mit einer Auflast von bis zu einer Tonne versehen. Sie überrollen die Balken mit einer Geschwindigkeit von bis zu 10 km/h. Während dieses Überrollens steht die Prüflösung auf der Oberseite der Betonbalken auf. Im Gegensatz dazu steht bei den Studien der BAM im Zuge des Teilprojekts C die Tausalzlösung bereits während der zyklischen Belastung auf der Betonoberfläche auf (vgl. Bild 2). So sollte untersucht werden, ob durch das „Atmen“ der Mikrorisse zwischen Ober- und Unterspannung der Eintrag der Prüflösung verstärkt wird. 6

Beton- und Stahlbetonbau 110 (2015), Heft 1

Versuchsstand zum gleichzeitigen Einwalken einer Prüflösung in sechs Betonbalken mittels überrollendem Rad Test setup for the measurement of accelerated transport of a saline solution into six concrete beams enforced by an overrolling tire

In beiden Versuchsreihen wurde das Eindringverhalten unter Variation folgender Parameter untersucht: – – – –

Aufstehende Prüflösung (H2O, NaCl) Na-Konzentration der Salzlösung (3 %, 5 %) Anzahl der Überrollungen (NÜ = 1,0–2,0 Mio.) Grad der Vorschädigung (Anzahl der Lastzyklen (N = 0–5,0 Mio.), Spannungsniveaus (σo/fct,fl = 0,35; 0,50; 0,60))

Die Natrium- und Chloridverteilung an vorgeschädigten und mit NaCl-Lösung beaufschlagten Balken wurde über die Laser-Induced Breakdown Spectroscopy (LIBS) bestimmt. Weitergehende Details zu dem Verfahren sind [7] zu entnehmen. Die Ertüchtigung des Verfahrens für diesen Anwendungsfall erfolgte im Rahmen eines von der Bundesanstalt für Straßenwesen (BASt) finanzierten Forschungsvorhabens [10]. Bild 6 zeigt exemplarisch die mit LIBS an Vertikalschnitten gewonnene Natriumverteilung für einen Balken der Betonart „A“ nach maximaler zyklischer Beanspruchung mit aufstehender 5%-iger Natriumchloridlösung. Dabei ist deutlich erkennbar, dass die Eindringtiefe in dem zyklisch maximal auf Biegezug beanspruchten Balkenbereich zwischen den Auflagern mit ca. 24 mm einen deutlich höheren Wert als im unbeanspruchten Balkenrand mit 18 mm annahm. Der erhöhte Natriumeintrag durch die zyklische Beanspruchung findet aber auch bei den auf den Feinmörtelanteil bezogenen tiefenaufgelöst ermittelten Natriumgehalten seinen Niederschlag. So betrug der vom Basiswert ausgehende mittlere bzw. maximale Zuwachs mit 0,16 M.- % bzw. 0,56 M.- % in der zyklisch beanspruchten Biegezone des Balkens deutlich höhere Werte als am mechanisch unbeanspruchten Balkenrand mit 0,11 M.- % bzw. 0,37 M.- %. Das belegt, dass die mit der zyklischen Beanspruchung einhergehende Gefügeauflockerung in der Biegezone des Betonbalkens eine signifikante Erhöhung des Alkalieintrags zur Folge hat.

Bild 6

Vergleich der mit LIBS ermittelten Natriumverteilung in der mit einer 5 %igen NaCl-Lösung beaufschlagten oberen Betonrandzone des Schwingbalkens der Betonart „A“ ohne und mit zyklischer Biegezugbeanspruchung Comparison of the Sodium distribution (LIBS) in the upper surface area of the concrete beam (concrete „A“) after cyclic loading in the unstressed area (bearing area) and the area of maximum stress with a 5 % NaCl-solution on the surface

4 4.1

Wassereindringversuche Eindringverhalten in ungeschädigten Beton

Um die maßgeblichen Prozesse (insbesondere das zeitliche Vordringen der Medienfront), die für die numerische Simulation unabdingbar sind, zu erfassen, wurden weitere Eindringprüfungen mit Wasser in teilweise separat hergestellte Betonprobekörper vorgenommen. Diese Untersuchungen erfolgten an Probekörpern 20 × 20 × 12 cm³, die mit dem gleichen Beton wie die Großbalken (vgl. Tab. 1) hergestellt wurden. Diese Versuchsserien wurden in Anlehnung an die Wassereindringprüfung nach DIN EN 12390-8 [11] durchgeführt. Abweichend davon wurden Probekörper jeweils nach 0.5, 1, 2, 4, 8, 24, 48 und 72 h aus dem Versuchsstand entnommen und ge-

spalten. An den Bruchflächen wurde die maximale Wassereindringtiefe bestimmt. Es zeigte sich, dass die Wassereindringtiefe in den ersten vier bis acht Stunden zunächst sehr stark ansteigt und anschließend abflacht (Bild 7). Der von außen aufgebrachte Wasserdruck baut sich offenbar innerhalb der äußeren rd. 2 bis 3 cm dicken Randzone so weit ab, dass der weitere Wassertransport in das Betoninnere nur mehr über das kapillare Saugen fortgeführt wird.

4.2

Tastversuche mit künstlichem Riss

In Anlehnung an MARSAVINA et al. [12] sind orientierend Probekörper mit künstlichen Rissen hergestellt worden. Beton- und Stahlbetonbau 110 (2015), Heft 1

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R. Przondziono, J. J. Timothy et al.: Degradations in concrete due to cyclic loading and its effects on transport processes with regard to ASR damage

R. Przondziono, J. J. Timothy et al.: Vorschädigungen in Beton infolge zyklischer Beanspruchungen und deren Auswirkung auf Transportprozesse im Hinblick auf eine schädigende AKR Tab. 3

Eintragstiefen von Natrium- und Chlor-Ionen im unbelasteten Referenzbereich (Auflager) und im zyklisch beanspruchten Zugbereich (Feldmitte) Penetration depth of Sodium- and Chloride-Ions in the unstressed area (bearing area) and the area of maximum stress

Natrium Chlor Bild 7

Wassereindringtiefen an ungeschädigten Proben unter Druck in Anlehnung an DIN EN 12390-8 [11] Water penetration depths in undamaged specimens under pressure based on DIN EN 12390-8 [11]

An diesen wurde die Eindringtiefe nach 8 h, wie in Abschn. 4 beschrieben, ermittelt. Wie aus Bild 7 hervorgeht, vergrößerte sich die Wassereindringtiefe bei den Probekörpern mit künstlichem Riss gegenüber den ungeschädigten Proben in etwa um die Risstiefe, in diesem Fall ca. 20 mm.

Tab. 4

Auflagerbereich

Max. Zugbereich

Eintragstiefe [mm]

Gehalt [M- %]

Eintragstiefe [mm]

Gehalt [M- %]

17 23

0,40 0,38

24 30

0,65 0,50

Intrinsische Wasserdiffusivität Ds des Betons basierend auf den Wasseraufnahmetests für den Auflager- und den Zugbereich des Balkens Intrinsic water diffusivity Ds of concrete obtained from water-uptake experiments on specimens corresponding to the tensile and the support zone of the beam

Ds [cm2min–1]

Auflagerbereich

Zugbereich

2,3906 × 10–5

8,8027 × 10–5

genutzt, um die Wasserdiffusivität Dθ für den teilgesättigten Zustand zu bestimmen [6]:

4.3

Wasseraufnahme an vorgeschädigten Betonproben

Die zeitliche Entwicklung des Wassereindringens wurde auch an Kleinproben aus den zyklisch vorgeschädigten Großbalken untersucht. Dies erfolgte über die Aufzeichnung der Wasseraufnahme mittels Karstenröhrchen über die Zeit. Die Ergebnisse hierzu sind in Bild 8 dargestellt. Es zeigte sich, dass die Wasseraufnahme (durch mehr oder weniger rein kapillares Saugen) im nicht vorgeschädigten Referenzbereich (Teilprobe aus dem Auflagerbereich) deutlich langsamer vonstattengeht als im Bereich der maximalen Vorschädigung in der Zugzone in Feldmitte. Auf Basis der in Bild 8 abgebildeten Kurven wurde die Wasserdiffusivität des intakten und des geschädigten Betons bestimmt. Hierzu wird ein empirischer Zusammenhang zwischen der Wasseraufnahme i aus Bild 8 und dem Sorptionskoeffizienten A i = A兹苵t

(1)

Dθ = Dsexp(kθ)

Darin ist Ds die intrinsische Wasserdiffusivität von Beton bezogen auf den vollgesättigten Zustand. Ds ist eine Funktion des Sorptionskoeffizienten, in welcher der Parameter k = 7 für Beton gewählt wurde [13]. Tab. 4 enthält die rechnerisch ermittelte intrinsische Wasserdiffusivität Ds für den Auflagerbereich und Zugbereich. Diese Werte werden in Abschn. 5.3 genutzt, um den gekoppelten Ionen-Wassertransport im ungeschädigten und geschädigten Beton zu modellieren.

Numerische Modellierung von Transportmechanismen in intaktem und geschädigtem Beton 5.1 Feuchtetransport in intaktem Beton 5.1.1 Beschreibung Der Feuchtetransport in den untersuchten Versuchskörpern aus intaktem Beton kann mithilfe der MassenbilanzGleichung sowie der RICHARDS-Beziehung [6]: k     ·  s kr( p   gz) t   

Bild 8

Wasseraufnahme mittels KARSTENschem Röhrchen an einer horizontalen Fläche Water absorption through a test tube according to KARSTEN on a horizontal surface

Beton- und Stahlbetonbau 110 (2015), Heft 1

(2)

(3)

beschrieben werden. Dabei ist θ der Wassergehalt, p ist der Porenwasserdruck, ϕ ist die für Transportvorgänge zugängliche Porosität des Betons, ks ist die intrinsische und kr ∈[0,1] ist die relative, vom Sättigungsgrad abhängige Permeabilität, μ und ρ sind die dynamische Viskosität und die Dichte des Porenwassers, g ist die Gravitationskonstante und z gibt den Abstand von der Aufstandsfläche, an der die Wasseraufnahme von außen erfolgt, an. Die relative Permeabilität kr ∈[0,1] und der Wassersättigungsgrad S ∈[0,1] können mithilfe des MUALEM-VAN-GENUCHTEN-Modells

[6] in Abhängigkeit vom Sättigungsgrad S und dem Kapillardruck pc angegeben werden:

kr (S) 

m  1   S  1   1  S m      

1      1 m    S   1   |p |    g c    

(4)

m

(5)

wobei α und m (0 < m < 1) Modellparameter sind. Im Falle eines vollgesättigten Zustands sind S = 1 und kr = 1. Im ungesättigten Beton ist kapillares Saugen, ausgedrückt durch den Kapillardruck pc, der maßgebende Mechanismus für den Feuchtetransport. Setzt man den Gasdruck im Porenraum gleich dem atmosphärischen Druck, kann man mit guter Näherung pc = –p setzen.

5.1.2 Kapillares Saugen Das Feuchtetransportmodell gemäß Gl. (3) wurde auf Basis von Messungen der Wasseraufnahme durch kapillares Saugen mittels Neutronenradiografie, die in [14] ausführlich dokumentiert wurden, validiert. Nach dem Austrocknen wurde die Unterseite eines Versuchsbalkens kontinuierlich einem Wasserbad ausgesetzt, während die beiden Seitenflächen des Balkens abgedichtet wurden, um annährend einen eindimensionalen Wassertransport zu ermöglichen. In gewissen Abständen wurde nach dem Beginn der Exposition der Wassergehalt in sehr guter räumlicher Auflösung gemessen. Bild 9 zeigt die Wasseraufnahmeprofile über die Balkenhöhe zu verschiedenen Zeitpunkten. Dabei sind die ausgezogenen Linien die Ergebnisse des numerischen Modells; die Messergebnisse sind als diskrete Punkte dargestellt. Die zugehörigen MUALEM-VAN-GENUCHTEN-Parameter, die für die raumzeitlichen Analysen herangezogen wurden, sind in Tab. 5 zusammengefasst.

Bild 9

Validierung des numerischen Feuchtetransportmodells anhand von Nachrechnungen eines Wasseraufnahmetests [14]; ausgezogene Linien: Modellergebnisse, diskrete Punkte: Experimentelle Ergebnisse Validation of the numerical model for water transport based on a water-uptake experiment [14], solid lines: model, discrete points: experimental data

5.1.3 Wassereindringung infolge eines an der Oberfläche wirkenden Wasserdrucks Im Rahmen der Forschergruppe wurden weitere Experimente zum Wasseraufnahmeverhalten von ungeschädigtem Beton durchgeführt (vgl. Abschn. 4), wobei zwei Fälle untersucht wurden: i) Wasseraufnahme durch kapillares Saugen ohne zusätzliche Druckbeaufschlagung, ähnlich wie zuvor beschrieben, und ii) Wasseraufnahme bei einem an der Unterseite des Probekörpers aufgebrachten Wasserdruck von p = 5 bar. Zu gewissen Zeitpunkten (0,5, 1, 2, 4, 8, 24 und 48 Stunden) wurde die Masse des Probekörpers bestimmt und so die Wasseraufnahme quantifiziert. Diese Versuche wurden ebenfalls mit dem numerischen Feuchtetransportmodell unter Verwendung der in Tab. 5 enthaltenen Parameter für das MUALEMVAN-GENUCHTEN-Modell analysiert. Die Ergebnisse der Modellrechnung werden in Bild 10 den Messergebnissen für beide Fälle (p = 0 und p = 5 bar) gegenübergestellt. Man erkennt eine sehr gute Übereinstimmung für den Fall p = 0 bar, bei dem die Wasseraufnahme ausschließlich durch kapillares Saugen getrieben wird. Dagegen unterschätzt das Modell die Wasseraufnahme für den Fall p = 5 bar in frühem Stadium des Versuchs geringfügig. Dies weist darauf hin, dass die klassische Druck-Sättigungsbeziehung um die Berücksichtigung von Grenzflächeneffekten erweitert werden muss.

5.2

Modellierung von Alkalientransport in ungeschädigtem und geschädigtem Beton

Vergleichsanalysen unter Berücksichtigung von Adsorption sowie von Ionen-Ionen-Interaktionen haben gezeigt, Tab. 5

Kalibrierte hydraulische Parameter für das MUALEM-VAN GENUCHTEN Modell Calibrated hydraulic parameters for the MUALEM – VAN GENUCHTEN Model

Wasseraufnahmetest gemäß [10] Wasseraufnahmetest mit und ohne Druckbeaufschlagung

ks [m2]

α [m–1]

3 × 10–17

0,1168

0,51

1 × 10–17

0,1349

0,49

Bild 10 Wasseraufnahmeversuch mit und ohne Druckbeaufschlagung: Vergleich zwischen Testergebnis (Punkte) und numerischem Modell (ausgezogene Linien) Water uptake experiment with and without external pressure: comparison between experimental results (dots) and numerical model (solid lines)

Beton- und Stahlbetonbau 110 (2015), Heft 1

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R. Przondziono, J. J. Timothy et al.: Degradations in concrete due to cyclic loading and its effects on transport processes with regard to ASR damage

R. Przondziono, J. J. Timothy et al.: Vorschädigungen in Beton infolge zyklischer Beanspruchungen und deren Auswirkung auf Transportprozesse im Hinblick auf eine schädigende AKR

dass deren Einfluss gegenüber den konzentrations- bzw. advektionsgetriebenen Transportanteilen gering ist und daher vernachlässigt werden kann. Vernachlässigt man elektrische Wechselwirkungskräfte und Elektrophoresiseffekte in konzentrierten Lösungen, kann der Transport von Alkalien in einem vollgesättigten Porenraum auf Basis der Massenbilanz sowie mithilfe des F ICKschen Gesetzes ( c)   · ( Dc) t

(6)

abgebildet werden. Die räumliche Diskretisierung erfolgt mithilfe der Methode der Finiten Elemente. Dabei ist c [mol/m3] die Ionenkonzentration und D ist die effektive Diffusivität des porösen Gefüges von Beton, die durch D

D0 I 

(7)

definiert ist. Dabei ist D0 der intrinsische Diffusionskoeffizient, I ist ein Einheitstensor und τ ist die sogenannte Tortuosität, welche den Einfluss der Komplexität der Porenstruktur und seine Konnektivität auf den Ionentransport berücksichtigt. Auf Basis des im Rahmen der Forschergruppe entwickelten Kaskaden-Mikromechanik-Modells (Cascade Continuum Micromechanics model – CCM) (vgl. [15]) kann die Tortuosität in Abhängigkeit von der Porosität ϕ und einem sogenannten Kaskaden-Index n ausgedrückt werden: 3n (3  1) 1  1 n     n  2 · 3n

(8)

Das CCM für Elektrolyttransport berücksichtigt mehrere Homogenisierungsschritte im Sinne eines Mehrskalenmodells. Der Index n beschreibt die Konnektivität des Porenraums [16]. Dieser Index wird für Beton auf Basis zahlreicher Versuchsergebnisse mit n = 8 angegeben. Die Präsenz von diffus verteilten Mikrorissen im Falle eines vorgeschädigten Betons verändert dessen Eigenschaften in Bezug auf Alkalientransport maßgeblich. Insbesondere kann dadurch eine starke Richtungsabhängigkeit (Anisotropie) induziert werden. Zur Berücksichtigung von Vorschädigung wurde im Rahmen der Forschergruppe das zuvor beschriebene Kaskaden-Ionentransportmodell erweitert. Dazu wurden Mikrorisse geometrisch als Grenzfall extrem schmaler Ellipsoide idealisiert (sogenannte „Penny-shaped cracks“). Diese sind durch eine Rissdichte sowie durchschnittliche Rissfläche und Rissorientierung gekennzeichnet. Nach einer Homogenisierung (einer Art Durchschnittsbildung) der Risse im Rahmen eines sogenannten repräsentativen Elementarvolumens erhält man die durch Vorschädigung modifizierte Diffusivität zu Dhom = D0ϕcγ + D

(9)

welche nun als Tensor dargestellt werden muss, da die Transporteigenschaften richtungsabhängig werden können. In Gl. (9) ist ϕc ∈[0,1] das spezifische Rissvolumen der 10

Beton- und Stahlbetonbau 110 (2015), Heft 1

Mikrorisse und γ ist ein sogenannter Interaktionstensor, der den Effekt der die Mikrorisse umgebenden porösen Matrix auf die Transporteigenschaften berücksichtigt. Details des Ionentransportmodells sind in [15, 16] enthalten.

5.3

Einfluss von Vorschädigung auf den gekoppelten Wasser- und Alkalientransport

Das Eindringverhalten von Tausalzlösungen im vorgeschädigten und im ungeschädigten Beton wurde mithilfe eines numerischen Modells simuliert. Dabei wurde die Finite-Elemente-Methode für die räumliche Diskretisierung herangezogen. Das vollgekoppelte numerische Modell basiert auf den Bilanzgleichungen für den Feuchte- und den Ionenstrom, der Transport-Gleichung (3) für ungesättigte poröse Materialien und dem F ICKschen Gesetz (6) für Ionendiffusion, das durch einen advektiven Term ( c)   · ( Dhomc  cD  ) t

(10)

in dem die Kopplung des Fluid- und des Ionentransports („Huckepack-Transport“) erfasst wird, ergänzt werden muss. Die für die gegenständlichen Finite-Elemente-Analysen verwendeten Transportparameter Dθ sind in Tab. 4 zusammengefasst. In den Analysen wurde zunächst der ungeschädigte Auflagerbereich quasi als „intaktes“ Referenzmaterial herangezogen. Dafür wurde mit dem Kaskadenindex n = 8 die Tortuosität τ = 62.5 ermittelt. Mit diesen aus dem CCM erhaltenen Werten wurde gemäß Gl. (9) der Diffusionskoeffizient Dhom für drei Varianten (intakter Beton, Beton mit Vorschädigung durch eine isotrope sowie eine anisotrope Verteilung der Mikrorisse (vgl. auch Abschn. 2)) ermittelt. In den 2D-numerischen Analysen wurde die Oberfläche eines Balkens nach fünf Mio. Lastzyklen (σo/ fct,fl = 0,60) (vgl. Bild 3, Balken C13-15) mit einer NaClLösung (Konzentration 0,3 mol/L) beaufschlagt und die zeitabhängige Eindringtiefe von Natrium-Ionen numerisch berechnet. Das Bild 11 zeigt einen Vergleich der Verteilung der Natrium-Konzentration über die Balkenhöhe zu verschiedenen Zeitpunkten für eine isotrope (rote Linie) und eine anisotrope (blaue Linie) Mikrorissverteilung. Man erkennt eine geringfügig größere Eindringtiefe der NatriumIonen für den Fall, dass die Mikrorisse orthogonal zur Zugspannungsrichtung (bzw. der Balkenachse) orientiert sind. Bild 12 enthält einen Vergleich der Modellergebnisse nach 16 Stunden für den isotrop und anisotrop vorgeschädigten Beton mit den Ergebnissen für die Na-Profile für den intakten Beton. Es zeigt den großen Einfluss der Vorschädigung auf den Na-Transport in Beton. Das Modell liefert gleichzeitig die zeitliche Entwicklung des Feuchteprofils. Bild 13 zeigt den Verlauf des Sätti-

Bild 11 Numerisch ermittelte Verteilung der Natriumkonzentration entlang der Balkenhöhe nach 4, 8, 12, 16 Stunden für die Annahme einer anisotropen (blaue Linie) und einer isotropen (rote Linie) Mikrorissverteilung Numerical predictions for the alkali profile along the height of the pre-cracked beam after 4, 8, 12 and 16 hours assuming an anisotropic (blue line) and isotropic (red line) microcrack distribution

Bild 13 Numerisch ermittelte Feuchteprofile (isotrop vorgeschädigter Beton) entlang der Balkenhöhe nach 4, 8, 12 und16 Stunden Numerical predictions of the moisture profile (isotropically pre-damaged concrete) along the height of the beam after 4, 8, 12 and 16 hours

der Anzahl der durchlaufenden Lastzyklen sowie dem Spannungsverhältnis der Oberspannung zur Biegezugfestigkeit der Großbalken. Darüber hinaus wird die Degradation des Mikrogefüges anhand von rissmikroskopischen Auswertungen deutlich.

Bild 12 Numerisch ermittelte Verteilung der Natriumkonzentration entlang der Balkenhöhe nach 16 Stunden für den ungeschädigten Beton (grüne Linie) sowie die Annahme einer isotropen (rote Linie) sowie anisotropen (blaue Linie) Vorschädigung durch Mikrorisse Numerical model predictions for the Sodium concentration along the height of the beam after 16h obtained for the undamaged concrete (green line) and for isotropically (red line) and anisotropically (blue line) pre-damaged concrete

Es konnte anhand von unterschiedlichen Untersuchungen zum Wassereindringverhalten an geschädigten als auch ungeschädigten Probekörpern eine Abhängigkeit der Wassereindringtiefe von der Vorschädigung ausgemacht werden. Zunächst wurde das grundlegende Verhalten an ungeschädigten Proben sowohl unter Druck als auch im kapillaren Saugen über die Zeit beschrieben. Basierend darauf sind die Prüfungen auf geschädigte Proben ausgeweitet worden. Es zeigte sich, dass die Wassereindringtiefe höher ist, je stärker die Vorschädigung der Probekörper erfolgte.

gungsgrads über die Balkenhöhe für den isotrop geschädigten Beton zu vier Zeitpunkten. Ein Vergleich der Feuchtefront mit der Natrium-Eindringungsfront in Bild 12 zeigt, dass die Eindringtiefe der Ionen mit der Feuchtesättigung im Wesentlichen übereinstimmt. Daraus lässt sich ableiten, dass der Huckepack-Transport den größten Anteil am Transport von Natrium-Ionen hat.

Um die Wirkung der Vorschädigung auf gekoppelte Feuchte- und Ionentransportprozesse vorherzusagen, werde der Feuchtetransport und die Alkalidiffusion im intakten und vorgeschädigten Beton numerisch simuliert. Der Einfluss von Orientierung und Dichte der Mikrorisse auf die effektive Ionendiffusivität wird unter Verwendung eines neuen mikromechanischen Mehrskalenmodells berücksichtigt. Wie erwartet, erhöhen die Mikrorisse den Feuchte- und Ionentransport in dem vorgeschädigten Beton. Basierend auf den Ergebnissen der numerischen Simulation bei anisotroper Verteilung der Mikrorisse in Richtung des Feuchte- und Ionentransports wird eine erhöhte Alkali-Eindringtiefe festgestellt.

Dank

Zusammenfassung

Die präsentierten Ergebnisse zeigen einen deutlichen Einfluss der zyklischen mechanischen Belastung auf das Eindringverhalten von Flüssigkeiten und damit auf das Potenzial einer intensivierten Schädigung durch AKR. Die begleitenden Messungen der Ultraschalllaufzeit charakterisieren eine eindeutige Abhängigkeit der Schädigung von

Die Autoren danken der Deutschen Forschungsgemeinschaft für die finanzielle Förderung dieser Arbeit im Rahmen der Teilprojekte TP A, TP B und TP C der Forschergruppe 1498 „Alkali-Kieselsäure-Reaktionen in Betonbauteilen bei gleichzeitiger zyklischer Beanspruchung und externer Alkalizufuhr“. Beton- und Stahlbetonbau 110 (2015), Heft 1

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R. Przondziono, J. J. Timothy et al.: Degradations in concrete due to cyclic loading and its effects on transport processes with regard to ASR damage

R. Przondziono, J. J. Timothy et al.: Vorschädigungen in Beton infolge zyklischer Beanspruchungen und deren Auswirkung auf Transportprozesse im Hinblick auf eine schädigende AKR

Literatur [1] BREITENBÜCHER, R.; et al.: Rissbildung an Fahrbahndecken aus Beton – Auswirkungen von Alkali-Kieselsäure-Reaktionen (AKR), Phase II: Laboruntersuchungen zur Auswirkung von Vorbeanspruchung und externer Alkalizufuhr. Schlussbericht zum Forschungsvorhaben FE-Nr.: 08.187/ 2006/LGB der Bundesanstalt für Straßenwesen, Ruhr-Universität Bochum, 2012. [2] BREITENBÜCHER, R.; IBUK, H.: Experimentally based investigations on the degradation-process of concrete under cyclic load. Materials & Structures 39 (2006), pp. 717–724. [3] VOLKWEIN, A.: Untersuchungen über das Eindringen von Wasser und Chlorid im Beton. Dissertation, TU München, 1991. [4] WITTMANN, F. H.; ZHANG, P.; ZHAO, T.: Eine zerstörungsfreie Messmethode zum Studium des Eindringens von Flüssigkeiten in Beton. 17. Internationale Baustofftagung (ibausil), Weimar, Tagungsbericht, Band 1 (2009), S. 969–974. [5] EHLERS, W.; BLUHM, J.: Porous Media: Theory, Experiments and Numerical Applications. Springer: Berlin Heidelberg, Germany, (2002). [6] VAN GENUCHTEN, M. T.: A closed-form equation for predicting the hydraulic conductivity of unsaturated soils. Soil Science Society of America Journal 44 (1980), pp. 892–898. [7] GIEBSON, C.; VOLAND, K.; LUDWIG, H.-M.; MENG, B.: Untersuchungen zur Alkali-Kieselsäure-Reaktion in vorgeschädigten Fahrbahndeckenbetonen. Beton- und Stahlbetonbau 110 (2015), Heft 1, S. 13–21. [8] WEISE, F.; WIEDMANN, A.; VOLAND, K.; KOTAN, E.; EHRIG, K.; MÜLLER, H. S.: Auswirkungen von Ermüdungsbeanspruchungen auf Struktur und Eigenschaften von Fahrbahndeckenbeton. Beton- und Stahlbetonbau 110 (2015), Heft 1, S. 22–33. [9] NEMAT-NASSER, S.; HORI, M.: Micromechanics: overall properties of heterogeneous materials. Amsterdam, NorthHolland, 1993. [10] WEISE, F.; MAIER, B.; WILSCH, G; MILLAR, S.: AKR-Voruntersuchungen an Betonbohrkernen von Fahrbahndecken aus Beton. BASt-Abschlussbericht FE 08.0215/2011/GRB, unveröffentlicht. [11] DIN EN 12390-8: Prüfung von Festbeton – Teil 8: Wassereindringtiefe unter Druck. Ausgabe 07/2009. [12] MARSAVINA, L.; et al.: Experimental and numerical determination of the chloride penetration in cracked concrete. Construction and Building Materials 23 (2009), pp. 264– 274. [13] LOCKINGTON, D.; PARLANGE, J.-Y.; DUX, P.: Sorptivity and estimation of water penetration into unsaturated concrete. Materials and Structures 32 (1999), pp. 342–347. [14] ZHANG, P.; et al.: Neutron radiography, a powerful method to determine time-dependent moisture distributions in concrete. Nuclear Engineering and Design 241 (2011), pp. 4758–4766. [15] TIMOTHY, J. J.; MESCHKE, G.: Micromechanics model for tortuosity and homogenized diffusion properties of porous materials with distributed micro-cracks. In: PAMM 11 (1), 2011, S. 555–556. [16] TIMOTHY, J. J.; MESCHKE, G.: Diffusion in fracturing porous materials: Characterizing topological effects using cascade micromechanics and phase-field models. In: Poromechanics V (ASCE), 2013, pp. 2250–2259.

Beton- und Stahlbetonbau 110 (2015), Heft 1

Autoren

M.Sc. Robin Przondziono Ruhr-Universität Bochum Lehrstuhl für Baustofftechnik Universitätsstraße 150 44801 Bochum robin.przondziono@rub.de

M.Sc. Jithender Jaswant Timothy Ruhr-Universität Bochum Lehrstuhl für Statik und Dynamik Universitätsstraße 150 44801 Bochum timothy.jithenderjaswant@rub.de

M.Sc. Minh Nguyen Ruhr-Universität Bochum Lehrstuhl für Statik und Dynamik Universitätsstraße 150 44801 Bochum nguyenmy@rub.de

Dr.-Ing. Frank Weise Bundesanstalt für Materialforschung und -prüfung Unter den Eichen 87 10225 Berlin frank.weise@bam.de

Prof. Dr.-Ing. Rolf Breitenbücher Ruhr-Universität Bochum Lehrstuhl für Baustofftechnik Universitätsstraße 150 44801 Bochum rolf.breitenbuecher@rub.de

Prof. Dr.-techn. Günther Meschke Ruhr-Universität Bochum Lehrstuhl für Statik und Dynamik Universitätsstraße 150 44801 Bochum guenther.meschke@rub.de

Dir. u. Prof. Dr. rer. nat. Birgit Meng Bundesanstalt für Materialforschung und -prüfung Unter den Eichen 87 10225 Berlin birgit.meng@bam.de

FACHTHEMA

Colin Giebson, Katja Voland, Horst-Michael Ludwig, Birgit Meng

Untersuchungen zur Alkali-Kieselsäure-Reaktion in vorgeschädigten Fahrbahndeckenbetonen In Betonbauteilen unter gleichzeitiger zyklischer Beanspruchung und externer Alkalizufuhr ist die Gefahr von Schäden infolge oder unter Mitwirkung einer Alkali-Kieselsäure-Reaktion (AKR) besonders hoch. Dies betrifft insbesondere Fahrbahndecken, bedingt durch den zunehmenden Schwerlastverkehr und den winterlichen Auftrag des Enteisungsmittels NaCl. Speziell die Rolle einer mechanischen Vorschädigung des Betons infolge der Verkehrsbeanspruchungen auf den Ablauf einer AKR ist dabei aber noch nicht in ausreichendem Umfang geklärt. Ein Teil der dazu seit 2012 durchgeführten Untersuchungen im Rahmen der DFG-Forschergruppe 1498 soll im Folgenden vorgestellt werden. Es zeigte sich, dass eine AKR in definiert mechanisch vorgeschädigten Betonprobekörpern mit alkalireaktiven Gesteinskörnungen und unter äußerer Alkalizufuhr vor allem früher beginnt als in äquivalenten Probekörpern ohne Vorschädigung. Grund dafür ist das schnellere und tiefere Eindringen von Wasser und insbesondere gelöstem NaCl in den Beton, wodurch Na-Ionen als Reaktionspartner für eine AKR früher und langfristig auch in größerer Menge verfügbar sind.

Investigations into alkali-silica reaction in pre-damaged pavement concretes In concrete elements, simultaneously subjected to cyclic loadings and external alkalis, the risk for damages caused by or under participation of an alkali-silica reaction (ASR) is particularly high. This concerns especially concrete pavements due to the increasing heavy load traffic and the wintry application of NaCl deicer. Notably the role of a mechanical pre-damage of concrete caused by traffic loadings on the course of the ASR is largely unclear. A part of the investigations that has been conducted since 2012 into this issue within the scope of the DFG (German research foundation) funded research group 1498 shall be introduced in the following. It was evident that an ASR in defined mechanically pre-damaged concrete prisms with alkali-reactive aggregates and under an external supply of alkalis started earlier than in equal prisms without a pre-damage. The reason for this is the faster and deeper ingress of water and particularly of dissolved NaCl into the concrete, by what Na ions as reaction partner for an ASR are available earlier and, in the long-term, in greater amounts too.

werden soll. Das Ziel ist es, zu klären, welchen Einfluss eine mechanisch induzierte Vorschädigung auf die AKR hat. Anhand vorliegender Erfahrungen wurden dafür grobe Gesteinskörnungen ausgewählt, mit denen es in der Praxis, d. h. in Fahrbahndeckenbetonen unter zyklischer mechanischer Belastung und äußerer Alkalizufuhr, nachweislich zu AKR-Schäden gekommen ist.

Einleitung

Durch die Zunahme von AKR-bedingten Schadensfällen an Fahrbahndecken aus Beton sind in den letzten Jahren die Notwendigkeit und das Interesse an grundlagenorientierten Untersuchungen zu dieser Problematik gestiegen. So konnte bereits gezeigt werden, dass eine äußere Alkalizufuhr in Form des winterlichen Auftrags von NaCl den Verlauf einer AKR in Betonen mit alkalireaktiven Gesteinskörnungen erheblich beschleunigen kann [1, 2]. Erkenntnisse und Erfahrungen der letzten Jahre sind in Form des ARS 04/2013 inzwischen auch in die Praxis überführt worden [3]. Damit stehen aktuell bereits Regelungen und Prüfverfahren zur Verfügung, mit denen sich eine betonschädigende AKR in Fahrbahndecken zukünftig deutlich sicherer vermeiden lässt. Neben dem Problem der äußeren Alkalizufuhr ist in letzter Zeit die Frage nach der Rolle von Vorschäden infolge der zyklischen Verkehrsbelastung in den Fokus gerückt. Dazu werden seit 2012 im Rahmen der DFG-Forschergruppe 1498 Untersuchungen durchgeführt [4]. In Vorversuchen wurde zunächst mithilfe gängiger AKR-Prüfverfahren eine unter verschiedenen Gesichtspunkten geeignete Betonzusammensetzung ausgewählt, die später durch eine Reihe definierter Belastungsszenarien vorgeschädigt und unter Berücksichtigung einer äußeren Alkalizufuhr auf ihr AKR-Schädigungspotenzial hin geprüft

Im Folgenden werden Teilergebnisse aus der ersten Phase des Projekts vorgestellt, in denen die Charakterisierung der Betonausgangsstoffe, die Auswahl der Betonzusammensetzung und eine erste Beurteilung des Einflusses einer gezielten Vorschädigung auf den AKR-Verlauf im Vordergrund stehen. Die Untersuchungen wurden am F.A. Finger-Institut für Baustoffkunde (Weimar) und an der Bundesanstalt für Materialforschung und -prüfung (Berlin) durchgeführt. Weitere Hintergründe und Ergebnisse aus den vernetzt durchgeführten Untersuchungen an den insgesamt fünf Forschungsstellen können [4, 5] entnommen werden.

2 2.1

Versuchsdurchführung Ausgangsstoffe

Für die Untersuchungen wurde eine Betonzusammensetzung für Fahrbahndecken (D > 8) nach TL Beton-StB 07 zugrunde gelegt und zunächst in zwei Varianten geprüft

FACHTHEMA ARTICLE

DOI: 10.1002/best.201400094

C. Giebson, K. Voland, H.-M. Ludwig, B. Meng: Untersuchungen zur Alkali-Kieselsäure-Reaktion in vorgeschädigten Fahrbahndeckenbetonen Tab. 1

Tab. 2

Betonzusammensetzung A und C Concrete composition A and C

Bestandteil Zement Gesteinskörnungen Sand 0/2 A* Splitt 2/8 C* Kies-Splitt 2/8 Splitt 8/16 Splitt 16/22 Wasser Luft

Mineralphasenzusammensetzung der eingesetzten Gesteinskörnungen Mineral phase composition of the used aggregates

Menge CEM I 42,5 N

360 kg/m³

Rhein Granodiorit, Lausitz Oberrhein Granodiorit, Lausitz Granodiorit, Lausitz

28 Vol.- % 15 Vol.- % 27 Vol.- % 30 Vol.- % 151,2 kg/m³ 4,0–4,5 Vol.- %

Bestandteil [M.-%]

Sand 0/2

Kies-Splitt 2/8

Granodiorit 2/22

Quarz Plagioklas Orthoklas Biotit Chlorit Muskovit Pyrit Calcit

78,2 7,1 9,8 – 1,6 1,7 – 1,6

83,3 3,9 4,6 – <1 1,7 – 5,5

25,1 45,1 13,0 10,0 3,8 3,0 << 0,5 –

* Variante A oder C

Die petrografische und mineralogische Charakterisierung des hier eingesetzten Granodiorits ergab einen mittleren Quarzgehalt von 25 M.-% (Tab. 2). Dabei weist der Quarz ausschließlich xenomorphe Formen auf und zeigt häufig eine deutliche bis starke undulöse Auslöschung, d. h. es handelt sich überwiegend um gestressten Quarz [8]. Als Besonderheit fiel eine häufige Durchsetzung der Quarze mit Flüssigkeitseinschlüssen auf, die sich teilweise zu sog. „Fluid-Trails“ aneinanderreihen. Ob auch solche, meist salinare, Einschlüsse das AKR-Verhalten des Quarzes beeinflussen können, ist bislang noch unbekannt. Bild 1

Dehnungsverläufe während des Schnellprüfverfahrens bei 80 °C für die eingesetzten Gesteinskörnungen Results of the 80 °C mortar-bar test for the used aggregates

Bild 2

Dehnungsverläufe während des Mörtelschnelltests bei 70 °C für die eingesetzten Gesteinskörnungen Results of the 70 °C mortar-bar test for the used aggregates

(Tab. 1). Im Beton „A“ kamen als grobe Gesteinskörnungen ausschließlich Granodiorit-Splitte (2/8, 8/16, 16/22) aus der Lausitz zum Einsatz. Mit Granodiorit, einem langsam und spät reagierendem Gestein, wurden bereits AKR-Schäden an Fahrbahndecken nachgewiesen [6, 7]. Dabei zeigte sich, dass Granodiorite mit Schnelltests allein nicht zuverlässig als alkalireaktiv erkannt werden. Auch für die hier eingesetzten Granodiorit-Splitte ergaben sich mit den nach ARS 04/2013 durchgeführten zwei Schnelltests unkritische Dehnungen (Bilder 1 und 2). 14

Beton- und Stahlbetonbau 110 (2015), Heft 1

Im Beton „C“ wurde in der Korngruppe 2/8 alternativ ein Kies-Splitt vom Oberrhein eingesetzt. Mit gebrochenen Kiesen vom Oberrhein sind bereits nachweislich AKR-Schäden an Fahrbahndecken aus Beton aufgetreten [6, 9]. Während sich dementsprechend im Mörtelschnelltest (Bild 2) zeigt, dass auch der hier eingesetzte KiesSplitt 2/8 als alkalireaktiv einzustufen ist, ergibt sich im Ergebnis des Schnellprüfverfahrens (Bild 1) nur eine grenzwertige, formal noch unkritische Dehnung. Dieses Ergebnis verdeutlicht einmal mehr, dass Prüfverfahren zu widersprüchlichen Aussagen führen können, weshalb in der Regel mehrere Prüf- und Untersuchungsverfahren kombiniert angewandt werden und langfristig eine Verifizierung mit Praxiserfahrungen notwendig ist. Die durchgeführte petrografische Charakterisierung zeigte weiter, dass sich der Kies-Splitt im Wesentlichen aus Quarzen (41,3 M.-%), Grauwacken und Quarziten (36,7 M.-%) sowie Plutoniten und Metamorphiten (12,9 M.-%) zusammensetzt. Als untergeordnete Bestandteile sind geringe Anteile Flint (3,7 M.-%), Radiolarit (2,0 M.-%) sowie Sand- und Kalkstein (je 1,7 M.-%) enthalten. Der Anteil von Quarz als Mineralphase liegt mit 83 M.-% dementsprechend hoch (Tab. 2), wobei das maßgebliche AKRPotenzial von den langsam und spät reagierenden Bestandteilen ausgeht. Als feine Gesteinskörnung wurde ein Sand 0/2 aus einem Gewinnungsgebiet des Rheins (nicht Oberrhein) eingesetzt. Mit 78 M.-% ist der Quarzgehalt für einen Sand eher gering, dafür sind entsprechende Anteile an Feldspäten enthalten (Tab. 2). Im Ergebnis der Schnelltests (Bil-

Tab. 3

Tab. 4

Analyse des Fahrbahndeckenzements (CEM I 42,5 N) Pavement cement analysis (CEM I 42.5 N)

Kennwert

Einheit

Größe

Dichte spez. Oberfläche (Feinheit) Erstarrungsbeginn Erstarrungsende Wasseranspruch Raumbeständigkeit Normdruckfestigkeit (2 d) Normdruckfestigkeit (28 d) Normbiegezugfestigkeit (28 d) Trockenverlust Glühverlust SiO2 Al2O3 Fe2O3 CaO MgO K2O Na2O SO3

[g/cm³] [cm²/g] [hh:min] [hh:min] [M.-%] [mm] [N/mm²] [N/mm²] [N/mm²] [M.-%] [M.-%] [M.-%] [M.-%] [M.-%] [M.-%] [M.-%] [M.-%] [M.-%] [M.-%]

3,134 3.050 03:00 03:45 26,3 1,00 23,4 50,0 8,8 0 2,1 21,4 5,4 1,7 64,1 0,7 0,56 0,36 3,1

der 1 und 2) muss der Sand orientierend als alkalireaktiv eingestuft werden. Der eingesetzte Zement (CEM I 42,5 N) erfüllt mit einem Na2O-Äquivalent von 0,73 M.-% die Anforderung der TL Beton-StB 07 an den Alkaligehalt von CEM I-Zementen (≤ 0,80 M.-%) für Fahrbahndecken aus Beton [10]. Auch die darüber hinausgehenden Anforderungen an Zemente für den Bau von Fahrbahndecken werden erfüllt (Tab. 3). Bei einem w/z-Wert von 0,42 wurde mit einem üblichen Luftporenbildner ein Luftgehalt von 4,0–4,5 Vol.- % entsprechend TL Beton-StB 07 eingestellt [10], damit die beiden hergestellten Fahrbahndeckenbetone einen ausreichenden Frost-Tausalzwiderstand aufweisen.

2.2

Prüf- und Untersuchungsverfahren

Es wurden zunächst der Betonversuch mit Nebelkammerlagerung bei 40 °C und der Betonversuch bei 60 °C über Wasser (ohne äußere Alkalizufuhr) durchgeführt. Dabei wurde zum einen die Alkalireaktivität des Granodiorits bzw. des Gemischs aus Granodiorit und Kies-Splitt nach Alkali-Richtlinie (Teil 3), d. h. mit der dort vorgeschriebenen Betonzusammensetzung (Tab. 4), beurteilt [11]. Außerdem wurden die Betone „A“ und „C“ mit Fahrbahndeckenzement (Tab. 1) mit der Nebelkammerlagerung bei 40 °C bzw. mit einer Lagerung bei 60 °C über Wasser geprüft, wobei der Alkaligehalt des Zements durch die Zugabe von NaCl zum Anmachwasser auf 1,30 M.-% angehoben wurde. Dadurch sollte zunächst abgeschätzt werden, wie sich die später noch separat zu realisierende äu-

Betonzusammensetzung für den Betonversuch mit Nebelkammerlagerung bei 40 °C und den Betonversuch bei 60 °C über Wasser nach Alkali-Richtlinie [11] Concrete composition for the fog chamber test at 40 °C and the 60 °C test according to the Alkali-Guideline [11]

Bestandteil Prüfzement Gesteinskörnungen Sand 0/2 Splitt 2/8** Kies-Splitt 2/8** Splitt 8/16 Splitt 16/22 Wasser Luft

Menge CEM I 32,5 R

400 kg/m³

Rhein Granodiorit, Lausitz Oberrhein Granodiorit, Lausitz Granodiorit, Lausitz

30 Vol.- % 20 Vol.- % 20 Vol.- % 30 Vol.- % 180 kg/m³ ∼1,5 Vol.- %

* Na2O-Äquivalent 1,30 M.-% ** Splitt 2/8 oder Kies-Splitt 2/8

ßere Alkalizufuhr durch das Einwalken von NaCl-Lösung [4] in den beiden Prüfverfahren auswirkt. Als AKR-Performance-Prüfung kam die FIB-Klimawechsellagerung nach ARS 04/2013 zum Einsatz [1 bis 3, 6 bis 8]. Die Betone „A“ und „C“ mit Fahrbahndeckenzement (Tab. 1) wurden dabei jeweils unter Einwirkung von Wasser bzw. NaCl-Lösung geprüft. Die Vorschädigung wurde realisiert, indem zunächst ein großformatiger Balken (27 × 50 × 200 cm³) mithilfe eines zyklischen Vierpunktbiegezugversuchs mechanisch belastet wurde. Die Belastung setzt sich aus Ruhe- und Belastungszyklen zusammen, wobei der Balken insgesamt fünf Millionen Lastwechseln unterzogen wurde. Eine ausführliche Beschreibung der gewählten Belastungsbedingungen und eine detaillierte Darstellung der dazu an einem Balken erzielten Ergebnisse können [5] entnommen werden. Nach der Vorschädigung wurden für die sich anschließende FIB-Klimawechsellagerung entsprechende Probekörper (10 × 10 × 40 cm³) aus dem Großbalken gewonnen. Nach der FIB-Klimawechsellagerung wurde ein Na- und Cl-Profil mittels Laser-Induced Breakdown Spectroscopy (LIBS) an ungeschädigten und mechanisch vorgeschädigten Probekörpern ermittelt. Vergleichend dazu wurden auch Referenzprobekörper, die nach der Herstellung konstant bei 20 °C und 65 % rel. Luftfeuchte lagerten, hinsichtlich ihrer Na- und Cl-Verteilung analysiert. Dafür wurde aus den Balken eine jeweils ca. 2 cm dicke Scheibe trocken herausgesägt und mittels LIBS (Innolas Spitlight 600) untersucht [12 bis 16]. Ergänzend wurden nach der FIB-Klimawechsellagerung von ausgewählten Betonprobekörpern Dünnschliffe (6 × 10 cm²) für eine lichtmikroskopische Untersuchung im Polarisationsmikroskop (POLMI JENALAB, ZEISS) hergestellt. Vor dem Schleifen der Dünnschliffe auf eine Dicke von ca. 25 μm werden die Betonproben mit einem gelben Harz vakuumgetränkt, weshalb alle Poren und Risse im parallel polarisierten Licht gelb erscheinen. Beton- und Stahlbetonbau 110 (2015), Heft 1

FACHTHEMA ARTICLE

C. Giebson, K. Voland, H.-M. Ludwig, B. Meng: Investigations into alkali-silica reaction in pre-damaged pavement concretes

C. Giebson, K. Voland, H.-M. Ludwig, B. Meng: Untersuchungen zur Alkali-Kieselsäure-Reaktion in vorgeschädigten Fahrbahndeckenbetonen

3 3.1

Ergebnisse und Diskussion Nebelkammerlagerung bei 40 °C

Im Ergebnis des Betonversuchs mit Nebelkammerlagerung bei 40 °C unter Verwendung von Prüfzement (Tab. 4) zeigte sich, dass bei Einsatz des Granodiorits (2/8, 8/16, 16/22) die Dehnung den Grenzwert von 0,6 mm/m nach 9 Monaten nicht überschritt (Bild 3). Auch am Würfel (30 × 30 × 30 cm³) wurden keine kritischen Rissweiten, d. h. w < 0,20 mm, festgestellt. Bei der Prüfung des Gemischs aus Granodiorit (8/16, 16/22) und Kies-Splitt (2/8) überschritt die Dehnung den Grenzwert hingegen nach 6 Monaten (Bild 3). Am Würfel wurden jedoch keine kritischen Rissweiten festgestellt. Für die Betone „A“ und „C“ mit Fahrbahndeckenzement (Tab. 1) zeigten sich während der Nebelkammerlagerung bei 40 °C trotz der Aufdotierung mit NaCl keine kritischen Dehnungen (Bild 4) und auch keine kritischen Rissweiten am Würfel.

Bild 3

Dehnungsverläufe während des Betonversuchs mit Nebelkammerlagerung bei 40 °C (mit Prüfzement) für den Granodiorit und das Gemisch aus Granodiorit und Kies-Splitt (Tab. 4) Results of the fog chamber test at 40 °C (with high-alkali cement) for the granodiorite and the blend of granodiorite and crushed gravel (Tab. 4)

Bild 4

Dehnungsverläufe während der Nebelkammerlagerung bei 40 °C für die mit NaCl aufdotierten Betone „A“ und „C“ (Tab. 1) Results for the NaCl-boosted concrete mixtures “A” and “C” (Tab. 1) during the storage at 40 °C in the fog chamber

Beton- und Stahlbetonbau 110 (2015), Heft 1

Aus dem Betonversuch mit Nebelkammerlagerung bei 40 °C ergibt sich formal, dass offenbar nur von dem Gesteinskörnungsgemisch aus Granodiorit und Kies-Splitt eine AKR-Gefahr ausgeht, während der Granodiorit allein als unbedenklich beurteilt wird. Im Fall der praxisnahen Betone mit Fahrbahndeckenzement zeigte sich jedoch, dass bei der Nebelkammerlagerung bei 40 °C selbst durch die Anhebung des Alkaligehalts von 2,6 auf 4,7 kg (Na2Oäq)/m³ durch die Aufdotierung mit NaCl keine kritischen Dehnungen auftraten. Damit besitzen die Betonzusammensetzungen mit dem Fahrbahndeckenzement für die geplanten Untersuchungen zur Vorschädigung zumindest unter Einsatz der Nebelkammerlagerung ein zu geringes Dehnungspotenzial. Ausgehend von dazu korrespondierenden Ergebnissen aus anderen Untersuchungen in [1, 2, 6, 7] wurden die Betone mit zwei weiteren AKR-Prüfverfahren untersucht.

3.2

Lagerung bei 60 °C über Wasser

Im Ergebnis des Betonversuchs bei 60 °C über Wasser unter Verwendung von Prüfzement (Tab. 4) zeigte sich, dass es sowohl bei der Prüfung des Granodiorits (2/8, 8/16, 16/22) als auch bei der Prüfung des Gemischs aus Granodiorit (8/16, 16/22) und Kies-Splitt (2/8) bereits nach 1 Monat zu einer Überschreitung des Grenzwerts von 0,3 mm/m kam (Bild 5). Im weiteren Verlauf stiegen die Dehnungen stark an und für den Granodiorit ergaben sich schließlich deutlich höhere Dehnungen als für das Gemisch aus Granodiorit und Kies-Splitt. Auch für die mit NaCl aufdotierten Betone „A“ und „C“ mit dem Fahrbahndeckenzement (Tab. 1) zeigten sich während der Lagerung bei 60 °C über Wasser bereits nach 1 Monat kritische Dehnungen (Bild 6). Im Verlauf der Prüfung stiegen die Dehnungen auch hier weiter an, aber trotz des infolge der Aufdotierung mit NaCl höheren Alkaligehalts von 4,7 kg (Na2Oäq)/m³ deutlich langsamer als für die Betone mit Prüfzement bei einem Alkaligehalt von 5,2 kg (Na2Oäq)/m³. Aus diesem Grund wurde die Lagerungsdauer von regulär 5 auf 9 Monate verlängert.

Bild 5

Dehnungsverläufe während des Betonversuchs bei 60 °C über Wasser (mit Prüfzement) für den Granodiorit und das Gemisch aus Granodiorit und Kies-Splitt (Tab. 4) Results of the 60 °C test (with high-alkali cement) for the granodiorite and the blend of granodiorite and crushed gravel (Tab. 4)

Bild 6

Dehnungsverläufe während der Lagerung bei 60 °C über Wasser für die mit NaCl aufdotierten Betone „A“ und „C“ (Tab. 1) Results for the NaCl-boosted concrete mixtures “A” and “C” (Tab. 1) during the storage at 60 °C above water

Bild 7

Dehnungsverläufe während der FIB-Klimawechsellagerung für die nicht aufdotierten Betone „A“ und „C“ (Tab. 1) Results of the FIB cyclic climate storage test for the unboosted concrete mixtures “A” and “C” (Tab. 1)

Bild 8

Dünnschliffe (10 × 6 cm²) aus Probekörpern des Betons „C“ nach 12 Zyklen der FIB-Klimawechsellagerung unter Einwirkung von Wasser (links) bzw. NaCl-Lösung (rechts) mit Kennzeichnung der AKRMerkmale (rote Kreise) Thin sections (10 × 6 cm²) from prisms of concrete “C” after 12 cycles in the FIB cyclic climate storage test exposed to water (left) and NaClsolution (right) respectively with the ASR-markings (red circles)

Das unterschiedliche Dehnungsverhalten zwischen den Betonen mit Prüfzement (Bild 5) und den mit NaCl aufdotierten Betonen „A“ und „C“ mit Fahrbahndeckenzement (Bild 6) lässt sich u. a. auch mit der höheren Auslaugung aus den Probekörpern der aufdotierten Betone begründen. Während bei den Betonen mit Prüfzement nach einer Lagerungsdauer von 9 Monaten ca. 200 mg Na- und ca. 500 mg K-Ionen je Probekörper ausgelaugt wurden, waren es bei den mit NaCl aufdotierten Betonen nach der gleichen Zeit ca. 1 100 mg Na- und ca. 300 mg K-Ionen. Damit unterscheiden sich die Ergebnisse des Betonversuchs bei 60 °C über Wasser in zweierlei Hinsicht von den Ergebnissen des Betonversuchs mit Nebelkammerlagerung bei 40 °C. Zum einen ergibt sich für den Granodiorit im klaren Gegensatz zum Betonversuch mit Nebelkammerlagerung bei 40° C ein deutliches AKR-Potenzial. Zum anderen wird das AKR-Potenzial des Gemischs aus Granodiorit und Kies-Splitt geringer als das des Granodiorits allein eingestuft. Dies zeigt sich in gleicher Weise für die Betone „A“ und „C“ mit Fahrbahndeckenzement, auch wenn trotz der Aufdotierung bei Weitem nicht die Dehnungsniveaus wie beim Einsatz des Prüfzements erreicht werden. Beide Betonzusammensetzungen mit dem Fahrbahndeckenzement wären damit aufgrund ihres Dehnungspotenzials nach der Lagerung bei 60 °C über Wasser für die geplanten Untersuchungen zur Vorschädigung geeignet, bevorzugt Beton „A“. Vorerst bleibt jedoch unklar, warum sich für den Beton „A“ ein höheres AKRPotenzial zeigt als für den Beton „C“ mit dem Kies-Splitt. Die Ergebnisse zeigen aber generell, dass von dem Granodiorit trotz der nur geringen Dehnungen in den Schnelltests und im Betonversuch mit Nebelkammerlagerung bei 40 °C nach Alkali-Richtlinie, Teil 3 [11] ein erhebliches AKR-Potenzial im Beton ausgehen kann.

3.3

FIB-Klimawechsellagerung

Im Ergebnis der hier als AKR-Performance-Prüfung eingesetzten FIB-Klimawechsellagerung zeigte sich für Beton „A“ und „C“ ein ähnlicher Dehnungsverlauf (Bild 7).

Für beide Betone übersteigt die Dehnung unter Einwirkung der NaCl-Lösung den Grenzwert von 0,5 mm/m nach dem 8. Zyklus bzw. nach 6 Monaten. Erst im späteren (> 8. Zyklus) Verlauf zeigen sich für den Beton „C“, d. h. bei Einsatz des Kies-Splittes, signifikant höhere Dehnungen. Unter Einwirkung von Wasser wird der Grenzwert von 0,4 mm/m für beide Betone bis zum Abschluss der FIB-Klimawechsellagerung hingegen nicht überschritten. Damit ergibt sich für beide Betone jeweils nur unter äußerer Alkalizufuhr ein hohes AKR-Schädigungspotenzial, was sich anhand der angeschlossenen Dünnschliffuntersuchungen auch bestätigte. So zeigten sich unter Einwirkung der NaCl-Lösung deutlich mehr AKR-Merkmale in Form von AKR-Gel und Mikrorissen (Bild 8). Dabei waBeton- und Stahlbetonbau 110 (2015), Heft 1

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C. Giebson, K. Voland, H.-M. Ludwig, B. Meng: Investigations into alkali-silica reaction in pre-damaged pavement concretes

C. Giebson, K. Voland, H.-M. Ludwig, B. Meng: Untersuchungen zur Alkali-Kieselsäure-Reaktion in vorgeschädigten Fahrbahndeckenbetonen

ren einzelne Granodiorit-Splittkörner sowie Grauwacke-, Kieselkalk- und Radiolaritkörner aus dem Kiesanteil (Beton „C“), aber auch Quarzkörner aus dem Sandanteil von einer AKR betroffen. Im Gegensatz zur Nebelkammerlagerung bei 40 °C besteht im Ergebnis der FIB-Klimawechsellagerung sowohl für den Beton „A“ als auch für den Beton „C“ ein deutliches AKR-Potentzial unter äußerer Alkalizufuhr. Die Lagerung bei 60 °C über Wasser zeigte im Ergebnis für alle geprüften Betone ebenfalls ein deutliches AKR-Potenzial, jedoch lag die Dehnung für die Betone mit dem Granodiorit immer über den Betonen mit dem Gemisch aus Granodiorit und Kies-Splitt. Die Ergebnisse der FIB-Klimawechsellagerung unter äußerer Alkalizufuhr stimmen mit den Praxiserfahrungen beim Einsatz von Granodiorit und Kies-Splitt vom Oberrhein in Fahrbahndecken überein, sowohl in Form der Einzelergebnisse als auch im Vergleich beider Betone zueinander. Aufgrund ihres Dehnungspotenzials in der FIB-Klimawechsellagerung sind die beiden Betone für die geplanten Untersuchungen zur Vorschädigung geeignet, bevorzugt Beton „C“.

3.4

Bild 9

Dehnungsverläufe während der FIB-Klimawechsellagerung für den Beton „C“ (Tab. 1), jeweils ohne und mit Vorschädigung Results of the FIB cyclic climate storage test for the unboosted concrete mixture “C” (Tab. 1), non-damaged and pre-damaged respectively

Einfluss der mechanischen Vorschädigung

Anhand der Ergebnisse aus den AKR-Prüfverfahren wurde entschieden, alle weiteren Untersuchungen nur noch mit Beton „C“ durchzuführen. In einem ersten Versuch wurden aus einem Großbalken gewonnene, vorgeschädigte Probekörper mit der FIB-Klimawechsellagerung geprüft. Der Großbalken durchlief zuvor im Rahmen des Vierpunktbiegezugversuchs fünf Millionen Lastwechsel, was zu einem Abfall des relativen dynamischen E-Moduls auf bis zu 92 % des Ausgangswerts führte [4, 5]. In zukünftigen Untersuchungen sollen mit einer Reihe von Belastungsszenarien verschiedene Schädigungsgrade erreicht und hinsichtlich ihres Einflusses auf den AKR-Verlauf miteinander verglichen werden. Im Ergebnis der FIB-Klimawechsellagerung zeigten sich für die vorgeschädigten Probekörper unter Einwirkung von NaCl-Lösung und Wasser generell höhere Dehnungen als für die nicht vorgeschädigte Referenzserie (Bild 9). Anhand der zwischen dem 2. und 6. Zyklus gleichen Dehnungsanstiege für die vorgeschädigten und nicht vorgeschädigten Probekörper deutet sich weiter an, dass die AKR in beiden Fällen zunächst mit gleicher Geschwindigkeit abläuft. Im Fall der Vorschädigung zeigt sich aber anhand der seit dem 2. Zyklus höheren Dehnung, dass es offenbar zu einem früheren Beginn der AKR kommt. Unter Einwirkung der NaCl-Lösung zeigt sich erst ab dem 6.–8. Zyklus, dass die Dehnung der vorgeschädigten Probekörper nicht mehr parallel zur Dehnung der nicht vorgeschädigten Proben verläuft, was auf eine spätere Verstärkung der AKR durch eine größere Menge an eingedrungener NaCl-Lösung hindeuten könnte. Um dieser Frage weiter nachzugehen, wurden nach Abschluss der FIB-Klimawechsellagerung die NaCl-Eindringtiefen mittels LIBS bestimmt. 18

Beton- und Stahlbetonbau 110 (2015), Heft 1

Bild 10 Na- und Cl-Verteilung über den Querschnitt einer bei 20 °C und 65 % rel. Luftfeuchte gelagerten Referenzprobe des Betons „C“ Distribution of Na and Cl over the cross section of a reference sample of concrete “C”, stored at 20 °C and 65 % RH

Im Bild 10 ist zunächst die Na- und Cl-Verteilung in einer konstant bei 20 °C und 65 % rel. Luftfeuchte gelagerten Referenzprobe, d. h. ohne äußere NaCl-Zufuhr, dargestellt. Es zeigte sich ein hoher Na-Gehalt in der Gesteins-

Bild 11 Na- und Cl-Verteilung über den Querschnitt einer Probe des Betons „C“ ohne Vorschädigung nach 12 Zyklen FIB-Klimawechsellagerung unter Einwirkung von NaCl-Lösung Distribution of Na and Cl over the cross section of an non-damaged sample of concrete “C” after 12 cycles in the FIB cyclic climate storage test exposed to NaCl-solution

Bild 12 Na- und Cl-Verteilung über den Querschnitt einer Probe des Betons „C“ mit Vorschädigung nach 12 Zyklen FIB-Klimawechsellagerung unter Einwirkung von NaCl-Lösung Distribution of Na and Cl over the cross section of a pre-damaged sample of concrete “C” after 12 cycles in the FIB cyclic climate storage test exposed to NaCl-solution

körnung (Feldspäte), sodass vor Ermittlung des Tiefenprofils die grobe Gesteinskörnung, basierend auf einem Ca-Kriterium, aus den Betrachtungen eliminiert wurde. Die schließlich ermittelten Basiswerte des Betons „C“ liegen bei 0,11 M.-% Natrium und 0,10 M.-% Chlor. Analog wurde im nächsten Schritt die Na- und Cl-Verteilung an einem nicht vorgeschädigten und mit der FIB-Klimawechsellagerung bis zum 12. Zyklus unter Einwirkung von NaCl-Lösung geprüften Probekörper bestimmt (Bild 11). Eine klassische Interpretation der Daten, die von einem Eindringen bis zu einer Tiefe mit einer nahezu konstanten Na- und Cl-Konzentration ausgeht, würde hier eine Eindringtiefe von ca. 40 mm für Natrium und ca. 50 mm für Chlor ergeben. Aufgrund der höheren Basiswerte von 0,17 M.-% (Na) bzw. 0,16 M.-% (Cl) im Vergleich zur Referenzprobe muss jedoch noch von einem deutlich tieferen Eindringen der NaCl-Lösung ausgegangen werden, mindestens bis in eine Tiefe von 80 mm.

trium als auch für Chlor von einer Eindringtiefe über 80 mm ausgegangen werden. Vor diesem Hintergrund deutet sich an, dass bisher bestimmte Eindringtiefen in Praxisbetonen unterschätzt wurden, da hier ein Vergleich mit Basiswerten von unbelasteten Referenzproben in der Regel nicht möglich ist. Dieser Annahme wird zukünftig weiter nachgegangen.

Vergleicht man diese Ergebnisse mit den an einem vorgeschädigten und mit der FIB-Klimawechsellagerung unter Einwirkung von NaCl-Lösung bis zum 12. Zyklus geprüften Probekörper, stellt man fest, dass hier sogar ein Basiswert von 0,32 M.-% Natrium und 0,28 M.-% Chlor vorliegt (Bild 12). Dabei ist für Natrium kein Konzentrationsgefälle mehr erkennbar, während die Cl-Konzentration bis in eine Tiefe von ca. 50 mm abnimmt. Im Vergleich zu den Basiswerten der Referenzprobe muss sowohl für Na-

Anhand der LIBS-Ergebnisse lässt sich schlussfolgern, dass die mechanisch induzierte Vorschädigung das spätere Eindringen von NaCl-Lösung deutlich begünstigt hat. Na-Ionen stehen damit zunächst früher und langfristig auch in größerer Menge als Reaktionspartner für eine AKR zur Verfügung. Damit lassen sich die höheren Dehnungen der vorgeschädigten Probekörper im Verlauf der FIB-Klimawechsellagerung unter Einwirkung der NaClLösung auf eine insgesamt verstärkt abgelaufene AKR zurückführen.

Zusammenfassung

Aus den hier im Rahmen der DFG-Forschergruppe 1498 durchgeführten Untersuchungen lässt sich am Ende der ersten Projektphase ableiten, dass eine mechanische Vorschädigung des Betongefüges den Ablauf einer AKR begünstigt. Infolge des beschleunigten Eindringens von Wasser bzw. NaCl-Lösung kommt es dabei vor allem zu Beton- und Stahlbetonbau 110 (2015), Heft 1

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C. Giebson, K. Voland, H.-M. Ludwig, B. Meng: Investigations into alkali-silica reaction in pre-damaged pavement concretes

C. Giebson, K. Voland, H.-M. Ludwig, B. Meng: Untersuchungen zur Alkali-Kieselsäure-Reaktion in vorgeschädigten Fahrbahndeckenbetonen

einem früheren Beginn der AKR im Vergleich zu einem äquivalenten, nicht vorgeschädigten Beton. Dabei bleibt die Reaktionsgeschwindigkeit offenbar zunächst gleich, d. h., nach der Initiierung der AKR läuft diese in einem vorgeschädigten bzw. nicht vorgeschädigten Beton unter sonst gleichen Bedingungen in etwa gleich schnell ab. Erst im späteren Verlauf deutet sich unter äußerer Alkalizufuhr eine Verstärkung der AKR an, bedingt durch die dann insgesamt größere Menge an eingedrungenem NaCl. In Bezug auf Praxiserfahrungen bestätigen die Ergebnisse, dass AKR-Schäden zuerst in vorgeschädigten Bereichen eines Betonbauteils auftreten werden. Dabei handelt es sich im Fall der Fahrbahndecken um die Bereiche der Querfugen und insbesondere der Fugenkreuze. Um eine AKR in solch vorgeschädigten Bereichen zuverlässig zu vermeiden, muss das stofflich bedingte AKR-Potenzial der Betonzusammensetzung ausreichend gering sein. Um praxiskonforme Aussagen zum Einfluss einer Vorschädigung auf die AKR ableiten zu können, müssen dafür auch entsprechend praxiskonforme AKR-Prüfverfahren zum Einsatz kommen. Die hier eingesetzten AKRPrüfverfahren zur Bewertung der Alkalireaktivität von Gesteinskörnungen bzw. zur Beurteilung des AKR-Schädigungspotenzials von Betonzusammensetzungen führten insgesamt nicht zu übereinstimmenden Aussagen und sind damit nicht für alle Anwendungsfälle geeignet. Mit der Nebelkammerlagerung bei 40 °C kann die Alkalireaktivität langsam und spät reagierender Gesteinskörnungen, speziell für Fahrbahndecken, unterschätzt werden. Nach der Lagerung bei 60 °C über Wasser konnte die Alkalireaktivität der hier geprüften Gesteinskörnungen im Hinblick auf Praxiserfahrungen mit AKR-geschädigten Fahrbahndecken grundsätzlich zutreffend beurteilt werden. Jedoch können die Unterschiede im AKR-Potenzial der geprüften Betonzusammensetzungen, besonders vor dem Hintergrund der petrografischen und mineralogischen Charakterisierung, noch nicht abschließend erklärt werden. Mit der FIB-Klimawechsellagerung konnte das

AKR-Potenzial der hier geprüften, praxisrelevanten Betonzusammensetzungen unter äußerer Alkalizufuhr mit Hinblick auf die vorliegenden Praxiserfahrungen korrekt beurteilt werden, wobei sich auch der aus den petrografischen und mineralogischen Befunden zu erwartende Unterschied im AKR-Potenzial der Betone einstellte. Es zeigte sich zudem, dass die FIB-Klimawechsellagerung auch für die weiteren Untersuchungen zum Einfluss einer mechanischen Vorschädigung auf die AKR geeignet ist.

Ausblick

In der nächsten Phase des Forschungsvorhabens sollen die während des zyklischen Vierpunktbiegezugversuchs ablaufenden Rissbildungs- und Transportprozesse geklärt werden. Außerdem soll untersucht werden, inwieweit AKR-kritische Mengen an NaCl-Lösung durch das Einwalken bzw. durch eine Vorschädigung in den Beton eingebracht werden können. Orientierend sollen dafür auch weitere Gesteinskörnungen mit in das Versuchsprogramm aufgenommen werden. Bereits laufende Untersuchungen, u. a. zur Charakterisierung und zum Quellverhalten von AKR-Gelen sowie zu Transport- und Lösevorgängen im Gesteinskorn, werden weiter fortgesetzt und erweitert.

Dank Für die Unterstützung bei der Versuchsdurchführung, Ergebnisauswertung und Skriptvorbereitung bedanken wir uns sehr herzlich bei Frau Dipl.-Ing. K. SEYFARTH und Frau Dipl.-Ing. D. ERFURT sowie bei den Herren Dr.-Ing. F. WEISE, Dr. rer. nat. H. KLETTI, M.Eng. S. MILLAR, Dipl.-Ing. S. P IRSKAWETZ und Dipl.-Phys. G. WILSCH. Unser besonderer Dank gilt der Deutschen Forschungsgemeinschaft für die finanzielle Förderung des Projekts und den Industriepartnern für die Bereitstellung der Betonausgangsstoffe.

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Beton- und Stahlbetonbau 110 (2015), Heft 1

eine schädigende AKR. Beton- und Stahlbetonbau 110 (2015), H. 1, S. 3–12. [5] WEISE, F.; WIEDMANN, A.; VOLAND, K.; KOTAN, E.; EHRIG, K.; MÜLLER, H. S.: Auswirkungen von Ermüdungsbeanspruchungen auf Struktur und Eigenschaften von Fahrbahndeckenbeton. Beton- und Stahlbetonbau 110 (2015), H. 1, S. 22–33. [6] STARK, J.; F REYBURG, E.; SEYFARTH, K.; GIEBSON, C.; ERFURT, D.: 70 Years of ASR with No End in Sight? ZKG International, No. 4-2010, pp. 86–95 (part 1) and No. 52010, pp. 55–70 (part 2). [7] SEYFARTH, K.; GIEBSON, C.; STARK, J.: AKR-PerformancePrüfung für Fahrbahndecken aus Beton: Erfahrungen aus Labor und Praxis im Vergleich. 17. Internationale Baustofftagung (ibausil), Weimar, Tagungsbericht Band 2 (2009), S. 255–260.

[8] STARK, J.; F REYBURG, E.; SEYFARTH, K.; GIEBSON, C.; ERFURT, D.: Bewertung der Alkalireaktivität von Gesteinskörnungen. Beton- und Stahlbetonbau 102 (2007), H. 8, S. 500–510. [9] ÖTTL, C.: Die schädigende Alkalireaktion von gebrochener Oberrhein-Gesteinskörnung im Beton. Dissertation, OttoGraf-Institut, Universität Stuttgart (2004). [10] Forschungsgesellschaft für Straßen- und Verkehrswesen (FGSV): TL Beton-StB 07 – Technische Lieferbedingungen für Baustoffe und Baustoffgemische für Tragschichten mit hydraulischen Bindemitteln und Fahrbahndecken aus Beton. Ausgabe 2007. [11] Deutscher Ausschuss für Stahlbeton (DAfStb), Hrsg.: Vorbeugende Maßnahmen gegen schädigende Alkalireaktion im Beton (Alkali-Richtlinie). Ausgabe Februar 2007. [12] MOLKENTHIN, A.; WERITZ, F.; SCHAURICH, D.; WILSCH, G.: Imaging of Cation and Anion Transport in Building Materials by Laser-Induced Breakdown Spectroscopy. 5th International Essen Workshop – Transport in Concrete (2007). [13] MOLKENTHIN, A.; WILSCH, G.; WERITZ, F.; TAFFE, A.; SCHAURICH, D.: Visualisierung des Anionen- und Kationentransportes sowie die Quantifizierung des Cl- und S-Gehaltes mittels Laserinduzierter Breakdown-Spektroskopie (LIBS). Zeitschrift Zement + Beton (2007), S. 30–33. [14] MOLKENTHIN, A.: Laser-induzierte Breakdown Spektroskopie (LIBS) zur hochauflösenden Analyse der Ionenverteilung in zementgebundenen Feststoffen. Dissertation, BAMDissertationsreihe, Band 42, Berlin (2009). [15] WILSCH, G.; EICHLER, T.; MILLAR, S.; SCHAURICH: D.: Laser Induced Breakdown Spectroscopy (LIBS) – alternative to wet chemistry and micro-XRF. In: Proceedings of “1st International Conference on the Chemistry of Construction Materials”, Berlin (2013). [16] WEISE, F.; WILSCH, G.; MILLAR, S.; MAIER, B.: Innovative Analyse des Tausalzeintrags in Betonfahrbahndecken. Beton- und Stahlbetonbau 110 (2015), H. 4, zur Veröffentlichung angenommen.

Autoren

Dr.-Ing. Colin Giebson Bauhaus-Universität Weimar F.A. Finger-Institut für Baustoffkunde Coudraystraße 11 99421 Weimar colin.giebson@uni-weimar.de

Dipl.-Ing. Katja Voland Bundesanstalt für Materialforschung und -prüfung Unter den Eichen 87 12205 Berlin katja.voland@bam.de

Prof. Dr.-Ing. Horst-Michael Ludwig Bauhaus-Universität Weimar F.A. Finger-Institut für Baustoffkunde Coudraystraße 11 99421 Weimar horst-michael.ludwig@uni-weimar.de

Dir. und Prof. Dr. rer. nat. Birgit Meng Bundesanstalt für Materialforschung und -prüfung Unter den Eichen 87 12205 Berlin birgit.meng@bam.de

Beton- und Stahlbetonbau 110 (2015), Heft 1

FACHTHEMA ARTICLE

C. Giebson, K. Voland, H.-M. Ludwig, B. Meng: Investigations into alkali-silica reaction in pre-damaged pavement concretes

DOI: 10.1002/best.201400096

FACHTHEMA

Frank Weise, Andreas Wiedmann, Katja Voland, Engin Kotan, Karsten Ehrig, Harald S. Müller

Auswirkungen von Ermüdungsbeanspruchungen auf Struktur und Eigenschaften von Fahrbahndeckenbeton Ausgehend von der Zielsetzung der DFG-Forschergruppe 1498, die Einflüsse auf den AKR-Schädigungsprozess in Fahrbahndecken aus Beton grundlegend zu klären, sind zwei aufeinander aufbauende Untersuchungsschwerpunkte Gegenstand dieses Beitrags. Im ersten Schwerpunkt wurden die prüftechnischen Voraussetzungen für die Charakterisierung der Degradation und damit der Rissbildung im Fahrbahndeckenbeton durch die Vorschädigung infolge von Ermüdungsbeanspruchungen geschaffen. Realisiert wurde dies durch die Implementierung und Optimierung eines Monitoringsystems im zyklischen 4-Punkt-Biegeversuch zur simultanen Erfassung der Rissbildung im großformatigen Schwingbalken. Zusätzlich wurde die Röntgen-3D-Computertomografie für die hochauflösende räumliche quantitative Rissanalyse in den Bohrkernen aus den Schwingbalken ohne und mit Vorschädigung weiterentwickelt. Im zweiten Untersuchungsschwerpunkt wurde mittels vielfältiger Experimente an kleinformatigen Probekörpern aus dem Schwingbalken gezeigt, dass durch die Ermüdungsbeanspruchung die bruchmechanischen Materialkennwerte des Betons zum Teil eine signifikante Veränderung erfahren.

Effects of fatigue loading on structure and properties of pavement concrete Based on the objective of the DFG (German research foundation) funded research group 1498 to clarify the influences on the ASR damage process, this paper deals with two focuses of investigation. In the first focus the technical requirements for the characterisation concerning the degradation and the formation of cracks in concrete pavements by the pre-damage as a result of fatigue loading were created. This was realized by the implementation and the optimisation of a monitoring system in the cyclic four point bending test to capture simultaneously the formation of cracks in the beam under sinusoidal bending load. In addition, the X-ray 3D-computed tomography was enhanced for the high-resolution quantitative spatial crack analysis in the drilling cores extracted of the beam under sinusoidal bending load without and with a pre-damage. Building on the first focus, in the second focus of investigation a significant change of the fracture-mechanical properties of the concrete as a result of fatigue loading has been demonstrated in numerous experiments using small specimens extracted from the beam under sinusoidal bending load.

nische Vorschädigung (Ermüdung) großformatiger Balken aus einem Fahrbahndeckenbeton mit einem erhöhten AKR-Schädigungspotenzial. An den anschließend gewonnenen kleinformatigen Probekörpern werden die Auswirkungen der mechanischen Vorschädigung auf das Betongefüge und die interagierenden Transport- und Schädigungsprozesse analysiert.

Motivation und Zielsetzung

In den letzten Jahren sind im Bundesautobahnnetz verstärkt Schäden an Betonfahrbahndecken aufgetreten, die mit einer Alkali-Kieselsäure-Reaktion (AKR) in Verbindung gebracht werden. Die damit verbundene, oft drastische Reduzierung der Nutzungsdauer der Betonfahrbahndecke führte zu einer starken Intensivierung der Forschung auf diesem Gebiet. Zentraler Forschungsgegenstand war bisher neben den präventiven betontechnologischen Maßnahmen vor allem die Entwicklung performanceorientierter Prüfverfahren zur AKR-Prävention. Dabei wurden insbesondere die klimatischen Einwirkungen auf die Betonfahrbahndecke und der externe Alkalieintrag zeitraffend simuliert. Die zusätzlich interagierenden mechanischen Einwirkungen aus dem Verkehr fanden bisher keine Berücksichtigung. Vor diesem Hintergrund verfolgt die 2011 eingerichtete DFG-Forschergruppe 1498 u. a. das Ziel, den Einfluss einer Ermüdungsbeanspruchung bzw. Vorschädigung auf den AKR-Schädigungsprozess zu klären. Die hierfür erforderliche Beschreibung der vielfältigen interagierenden Schädigungs- und Transportprozesse erfordert eine enge Verknüpfung von Experimenten mit einer mehrskaligen Modellierung. Die experimentelle Basis bildet die mecha22

In diesem Zusammenhang behandelt dieser Beitrag zwei Arbeitsschwerpunkte. Gegenstand des ersten Schwerpunktes ist die Charakterisierung der mechanischen Vorschädigung in Ergänzung zu [1]. Das schließt einerseits eine In-situ-Beschreibung des Prozesses der mechanischen Vorschädigung mittels Schadensmonitoring sowie andererseits die räumliche Charakterisierung der Rissbildung nach mechanischer Vorschädigung mittels der Röntgen3D-Computertomografie (Röntgen-3D-CT) für die Modellbildung auf Mesoebene ein. Der darauf aufbauende zweite Schwerpunkt umfasst die Analyse der Auswirkungen der mechanischen Vorschädigung des Betons auf seine mechanischen Materialkennwerte. Diese sowie die perspektivisch geplanten adäquaten Untersuchungen an kleinformatigen Probekörpern nach AKR-provozierender Lagerung bilden eine wesentliche Grundlage für die wirklichkeitsnahe Modellbildung des Verbundsystems Betonfahrbahn zur numerischen Analyse der interagierenden

2 2.1

Betone und Versuchsbeschreibung Betonzusammensetzung und Probekörperherstellung

Zusammensetzung der aufdotierten Fahrbahndeckenbetone Composition of the boosted pavement concrete

Merkmal

Beton „A“

Gesteinskörnung

28 Vol.- % Sand 0/2 mm

Beton „C“

15 Vol.- % Grano15 Vol.- % Oberdiorit-Splitt 2/8 mm rhein-Splitt 2/8 mm 27 Vol.- % Granodiorit-Splitt 8/16 mm 30 Vol.- % Granodiorit-Splitt 16/22 mm

Zement

Die hier beschriebenen Untersuchungen wurden gemeinschaftlich in enger Abstimmung mit allen Projektpartnern an der Bundesanstalt für Materialforschung und -prüfung (BAM) und am Institut für Massivbau und Baustofftechnologie, Abteilung Baustoffe und Betonbau, des Karlsruher Instituts für Technologie (KIT) durchgeführt.

Tab. 1

Betonzusammensetzung

und schadensauslösenden Einwirkungen. Hierdurch soll dazu beigetragen werden, zukünftig das Schadensrisiko zuverlässig prognostizieren sowie konstruktive Maßnahmen zur Verminderung einer AKR-Schädigung ableiten zu können.

Art

CEM I 42,5 N (sd)

Na2Oäqu.

0,73 M.- %

Gehalt

360 kg/m³

w/z-Wert

0,42

Zusatzmittel

0,2 M.- % LPS A-94 (bezogen auf den Zementgehalt)

Natriumchlorid 1,11 g NaCl/100g Zement

Die Ermittlung der Frischbetonkennwerte erfolgte fünf Minuten nach Beendigung des Mischvorgangs. Parallel dazu wurden je Betonage folgende Probekörper hergestellt: – ein Schwingbalken 27 × 50 × 200 – zwei Platten 15 × 60 × 60 cm3 zur Gewinnung von je drei Prismen 15 × 15 × 60 cm3 für die Bestimmung der Biegezugfestigkeit in Anlehnung an DIN EN 12390-5 (Belastungsverfahren: 2-Punkt-Lastangriff) nach 56-tägiger Folienlagerung cm3,

Die Frisch- und Festbetonkennwerte der hergestellten aufdotierten Fahrbahndeckenbetone sind in Tab. 2 und Tab. 3 vergleichend dargestellt.

Frisch- und Festbetonkennwerte des aufdotierten Betons „A“ Specific values of fresh and hardened concrete of the boosted concrete “A”

Frisch- und Festbetonkennwerte Beton „A“ Mechanische Vorschädigung1)

ohne

mit

Balken-Nummer

A1-IV

A2-IV

Festbeton Frischbeton (5 min)

Im Rahmen der Versuche wurden zwei verschiedene Betone (Beton „A“ und Beton „C“) verwendet, welche sich lediglich durch die Auswahl der Fraktion 2/8 unterschieden. Die Zusammensetzung dieser beiden Betone kann Tab. 1 entnommen werden. Die Ergebnisse der Prüfung zur Alkaliempfindlichkeit und die Begründung für die Wahl der eingesetzten langsam reagierenden Gesteinskörnungen sind in [3] aufgeführt. Ferner werden dort die chemische Zusammensetzung und die physikalischen Eigenschaften des eingesetzten Fahrbahndeckenzements vom Typ CEM I 42,5 N (sd) aufgezeigt.

Tab. 2

1) 2) 3)

Luftporengehalt

[Vol.- %]

4,1

4,9

Frischbetonrohdichte

[g/cm³]

2 360

2 330

Verdichtungsmaß

[–]

1,20

Biegezugfestigkeit2)3) 56 d Folie

[N/mm2]

4,2 (0,29)

4,2 (0,23)

Festbetonbalken, siehe Abschn. 2.2 Prismen 15 × 15 × 60 cm3 Mittelwert (Standardabweichung)

Tab. 3

Frisch- und Festbetonkennwerte des aufdotierten Betons „C“ Specific values of fresh and hardened concrete of the boosted concrete “C”

Frisch- und Festbetonkennwerte Beton „C“ Mechanische Vorschädigung1) ohne

mit

Balken-Nummer

C1-IV

C2-IV

C3-IV

Festbeton Frischbeton (5 min)

Die Auswahl der Zusammensetzung der geprüften Fahrbahndeckenbetone erfolgte in Anlehnung an [2]. Aufgrund der geplanten AKR-provozierenden Lagerungen ohne externe Alkalizufuhr sollten diese Betone ein hohes internes Schädigungspotenzial aufweisen. Dies wurde nach zahlreichen Vorversuchen mittels Aufdotierung des Fahrbahndeckenzements mit Natriumchlorid realisiert. Das Na2O-Äquivalent erhöhte sich so von 0,73 auf 1,30 M.- %. Trotz Aufdotierung konnten eine gute Verarbeitbarkeit und ausreichende Festigkeitsentwicklung des Fahrbahndeckenbetons sichergestellt werden. Mit der Wahl des Aufdotierungsmittels wurde dem Umstand Rechnung getragen, dass Natriumchlorid im Winter beim Streuen von Betonfahrbahnen eingesetzt wird.

1) 2) 3)

Luftporengehalt

[Vol.- %]

5,2

4,5

4,7

Frischbetonrohdichte

[g/cm³]

2 320

2 360

2 350

Verdichtungsmaß [–]

1,14

1,22

1,19

Biegezugfestigkeit2)3) 56 d Folie

4,2 (0,26) 4,2 (0,12) 3,9 (0,21)

[N/mm2]

Festbetonbalken, siehe Abschn. 2.2 Prismen 15 × 15 × 60 cm3 Mittelwert (Standardabweichung)

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2.2

Versuchsaufbau für die mechanische Vorschädigung mit Schadensmonitoring

Die hergestellten Schwingbalken mit den Abmessungen 27 × 50 × 200 cm3 sollen einen repräsentativen Ausschnitt einer Betonfahrbahndecke darstellen. Mit dem Ziel des Eintrages einer mechanischen Vorschädigung wurden sie nach 56-tägiger Folienvorlagerung einem zyklischen 4-Punkt-Biegeversuch unterzogen. Die prinzipielle Versuchsanordnung ist in Bild 1 schematisch dargestellt. Bei dem gewählten statischen System handelt es sich um einen Träger auf zwei Stützen mit beidseitiger Anordnung eines Kragarms. Die zyklische Lasteintragung erfolgte symmetrisch im äußeren Randbereich der Kragarme. Dadurch wird eine konstante Biegezugbeanspruchung auf der mit einem Besenstrich texturierten Oberseite des Schwingbalkens zwischen den Auflagern hervorgerufen. Die Höhe der Oberspannung wurde so festgelegt, dass diese 60 % der Biegezugfestigkeit des untersuchten Betons entspricht. Als Bezugswert diente dabei die an den Prismen (15 × 15 × 60 cm3) nach 56-tägiger Folienlagerung ermittelte minimale Biegezugfestigkeit. Die Schwingbreite (σo – σu) betrug einheitlich 1,0 N/mm². Wie in [1] eingehend erläutert wird, entsprechen die gewählten Ober- und Unterspannungen den aus realitätsnahen Lastfällen resultierenden Beanspruchungen in einer Betonfahrbahndecke. Aufbauend auf die in [4] gesammelten positiven Erfahrungen wurde eine Belastungsfrequenz von 7 Hz gewählt. Die maximale Lastwechselzahl betrug fünf Millionen. Zur zerstörungsfreien Erfassung der Schädigungsevolution im Schwingbalken während der zyklischen Beanspruchung wurden intermittierende Belastungs- und Ruhezyklen eingeführt.

Ruhezyklus Ein Ruhezyklus fand sowohl zu Beginn der zyklischen Beanspruchung sowie nach einer Million, zwei, dreieinhalb und fünf Millionen Lastwechseln statt und diente der diskontinuierlichen Erfassung der Zustands- und Schädigungsindikatoren für die mechanisch induzierte Betondegradation im Schwingbalken. Von besonderem Interesse war dabei vor allem die Erfassung der Änderung der Ultraschalllaufzeit der Oberflächenwelle in der mit dem Besenstrich versehenen Betonrandzone mit maximaler Biegezugbeanspruchung. So erlaubt diese Rückschlüsse auf die dortigen integralen Rissbildungsprozesse. Realisiert wurden die Ultraschalllaufzeitmessungen mit dem Ultraschallgerät UK 1401 der Firma Acoustic Control Systems Ltd. Belastungszyklus Im Belastungszyklus wurde die Schwingphase mit einer Rampenphase zur Erfassung der Zustands- und Schädigungsindikatoren bei gleichbleibenden äußeren Einwirkungen, d. h. bei definierten Lastniveaus, kombiniert. Das Bild 2 gibt einen Überblick über den Ablauf eines Belastungszyklus und die in der Rampenphase erfassten Indikatoren für die ermüdungsinduzierte Betondegradation in der Biegezugzone des Schwingbalkens. Als akustische Verfahren gelangten hierbei die Schallemissionsanalyse (SEA) und das Ultraschallverfahren (US) zum Einsatz. Realisiert wurden beide Messungen mit dem SE-Messsystem AMSY-5 der Firma Vallen GmbH unter Nutzung des integrierten automatischen Sensortests für die Ultraschallmessungen. Zur Erfassung eines möglichst großen Messvolumens wurden auf der Längsseite des Prüfkörpers je fünf Prüfköpfe des Typs VS 150 MS appliziert. Weitergehende Informationen zur eingesetzten akustischen Prüftechnik sind den Veröffentlichungen [5–8] zu entnehmen. Neben der Schallemissionsanalyse wurde in der gesamten Rampenphase die Dehnung bzw. Stauchung auf der Unter- und Oberseite des Balkens mittels Dehnmessstreifen an drei Stellen zwischen den Auflagern ermittelt. Zusätzlich wurde die Durchbiegung in Balkenmitte mit einem induktiven Wegaufnehmer bestimmt. In der sich an die Rampenphase anschließenden Schwingphase erfährt der Balken 50 000 Lastwechsel mit einer sinusförmigen Belastungsfunktion und einer Frequenz von 7 Hz. Insgesamt durchläuft jeder Balken 100 Belastungszyklen mit intermittierender Unterbrechung durch die Ruhezyklen. Daraus ergibt sich eine Dauer des zyklischen 4-Punkt-Biegeversuchs von ca. zehn Tagen.

2.3 Bild 1

Versuchsanordnung für die mechanische Vorschädigung durch zyklische 4-Punkt-Biegebeanspruchung mit kontinuierlicher Erfassung ausgewählter Zustands- und Schädigungsindikatoren Test set-up for the mechanical pre-damage using a cyclic running four point bending test with additional monitoring of condition and damage indicators

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Röntgentomografische Charakterisierung des mechanisch vorgeschädigten Betongefüges

Zur räumlichen Charakterisierung der mit den zyklischen Beanspruchungen einhergehenden Gefügeveränderungen im Beton wurden Bohrkerne aus den Schwingbalken ohne und mit mechanischer Vorschädigung vergleichend

Bild 2

Ablauf des Belastungszyklus und der dabei erfassten Zustands- und Schädigungsindikatoren Procedure of the loading cycle and the simultaneous determined condition and damage indicators

röntgentomografisch untersucht. Nähere Einzelheiten zu diesem Prüfverfahren können [9, 10] entnommen werden. Allerdings erwies sich die konventionelle röntgentomografische Untersuchung der Bohrkerne (∅ 50 mm und 30 mm) mit der Mikrofokusanlage für die Visualisierung der durch die zyklische Beanspruchung induzierten Risse als unzureichend. Deshalb wurden Teilbereiche des gesamten CT-Messvolumens mit der „Region of Interest Technique“ (ROI-Technik) vergrößert abgebildet. Dabei fand die Rekonstruktionssoftware CERA der Siemens AG Anwendung. Es konnte so die Ortsauflösung bei den untersuchten Bohrkernen mit dem Durchmesser von 30 mm auf 8 μm verbessert werden, was eine Auflösung der Risse ab einer Breite von ca. 5 μm (Risslänge ≥ 24 μm) erlaubt. Eine weitere Herausforderung war die quantitative dreidimensionale Auswertung der gewonnenen CT-Datensätze hinsichtlich Anzahl, Lage, Weite und Orientierung der vorhandenen Risse. Hierfür wurde ein in Kooperation der BAM mit dem Konrad-Zuse-Zentrum für Informationstechnik (ZIB) Berlin entwickeltes automatisches Risserkennungssystem eingesetzt [11, 12].

2.4

Bruchmechanische Charakterisierung mechanisch vorgeschädigter Probekörper

Nach der umfassenden strukturellen Charakterisierung der mechanischen Vorschädigung der Schwingbalken stellt sich die Frage nach deren Auswirkungen auf die mechanischen Materialeigenschaften des Betons. Diese Untersuchungen bilden die Grundlage für die makroskopische Modellbildung des Verbundsystems Betonfahrbahn. So erfordert die Implementierung geeigneter Stoffgesetze die experimentelle Bestimmung der Zugfestigkeit und

bruchmechanischer Kennwerte an kleinformatigen Probekörpern ohne und mit mechanisch induzierter Vorschädigung. Diese Kenngrößen können aus der Spannungs-Verformungsbeziehung, welche zugleich das Entfestigungsverhalten beschreibt, abgeleitet werden. Ausgangspunkt für diese Untersuchungen bildeten die aus den beschriebenen Schwingbalken der Betone „A“ und „C“ gewonnenen Probekörper. Die gesägten Prismen (7,5 × 7,5 × 28 cm3) und Bohrkerne (∅ 8 cm, L = 28 cm) wurden im Bereich zwischen den Auflagern in Längsrichtung entnommen. Hierfür wurden zunächst, unmittelbar nach Abschluss des zyklischen 4-Punkt-Biegeversuchs, die aus dem Schwingbalken gewonnenen prismatischen Probekörper durch mittiges Einsägen einer Kerbe (Kerbtiefe tKB = 10 mm) und Ankleben eines Aluminiumblechs für den 3Punkt-Biegeversuch vorbereitet, Bild 3. Das Anbringen des Blechs war notwendig, um die Aufzeichnung der vollständigen Kraft-Durchbiegungsbeziehung versuchstechnisch umsetzen zu können. Ihr Verlauf diente schließlich zur Bestimmung der Nettobiegezugfestigkeit fct,fl,n und der dazugehörigen Bruchenergie GF,f. Die Versuchsdurchführung erfolgte verformungsgesteuert mit einer konstanten Verformungsgeschwindigkeit von 0,1 mm/min, wobei der Mittelwert beider induktiver Wegaufnehmer als Regelgröße diente. Die aus den im 3-Punkt-Biegeversuch gewonnenen Probekörperhälften wurden unmittelbar nach der Biegezugprüfung beidseitig gekerbt (Kerbtiefe tKZ1 = 5,0 mm) und die Stirnflächen planparallel geschliffen. Die Anordnung der Kerben gewährleistete die im Rahmen der zentrischen Zugversuche erforderliche Sollbruchstelle. Mithilfe von sechs induktiven Wegaufnehmern erfolgte die Aufzeichnung der Kraft-Verformungsbeziehung im Zuge der Beton- und Stahlbetonbau 110 (2015), Heft 1

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Bild 3

Versuchsaufbau des 3-Punkt-Biegeversuchs Experimental test set-up of the three point bending test

Bild 4

Versuchsaufbau des zentrischen Zugversuchs unter Verwendung prismatischer Probekörper Experimental test set-up of the centric tensile test by using prismatic test specimens

Bild 5

Versuchsaufbau des zentrischen Zugversuchs unter Verwendung zylindrischer Probekörper Experimental test set-up of the centric tensile test by using cylindrical test specimens

verformungsgesteuerten Zugversuche. Ein Messgestell ermöglichte die Verformungsmessung über eine festgelegte Messlänge von 50 mm, Bild 4. Aufbauend auf den am Institut für Massivbau und Baustofftechnologie gewonnenen Erkenntnissen [13, 14] erfolgte die Lasteinleitung über steife, verdrehungsbehinderte Stahlplatten, zwischen denen die gekerbten Probekörper mittels eines schnell erhärtenden Zweikomponentenklebers auf Methylmethacrylatbasis angeklebt wurden. Durch die dadurch realisierte Behinderung der Probenverdrehung konnte eine stabile und über den Probenquerschnitt gleichmäßige Rissentwicklung erzielt werden. Anhand der verformungsgesteuerten Zugversuche (0,03 mm/min) wurden die gesuchten bruchmechanischen Materialkennwerte gewonnen. 26

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Parallel dazu wurden die aus den Schwingbalken entnommenen Bohrkerne (∅ 8 cm, L = 28 cm) im Zuge der Vorbereitungen für einen weiteren zentrischen Zugversuch, Bild 5, halbiert, planparallel geschliffen und mittig umlaufend gekerbt (Kerbtiefe tKZ2 = 7,0 mm). Hierbei erfolgte die Aufzeichnung der Kraft-Verformungsbeziehung mit drei induktiven Wegaufnehmern, deren Mittelwert zugleich die Regelgröße für die verformungsgesteuerte Versuchsdurchführung mit konstanter Verformungsgeschwindigkeit darstellte. Die Wegaufnehmer wurden analog zum zentrischen Zugversuch an den prismatischen Probekörpern mit einem Messgestell an den kleinformatigen Bohrkernen befestigt. Sowohl die Durchführung der 3-Punkt-Biegeversuche als auch die der zentrischen Zugversuche erfolgte bei einer

Temperatur von 23 °C und einer relativen Luftfeuchte von 50 %. Da sich die Abmessungen der kleinformatigen Probekörper an den Vorgaben der Reaktorlagerung nach AKR-Richtlinie [15] orientieren, wurde die Kerbtiefe so gewählt, dass die kleinste Abmessung des Prüfkörpers annähernd dem Dreifachen des Größtkorndurchmessers entspricht [16].

3 Ergebnisse und Diskussion 3.1 Charakterisierung mechanischer Vorschädigung 3.1.1 Schwingversuch mit Schadensmonitoring Im Ruhezyklus erwies sich die Änderung der Ultraschalllaufzeit der Oberflächenwelle in der mit einem Besenstrich versehenen Betonrandzone als maßgebender Schädigungsindikator. So zeigt Bild 6, dass der dynamische EModul bei allen Balken zu Beginn der zyklischen Beanspruchung am stärksten abfällt. Das lässt den Schluss zu, dass in diesem Belastungsstadium (1,0 Millionen Lastwechsel) der Degradationsprozess in der äußeren Betonrandzone mit maximaler Biegezugbeanspruchung am stärksten ausgeprägt ist. Den deutlichsten Rückgang des dynamischen E-Moduls weist mit ca. 18 % der bei 3,25 Millionen Lastwechseln gebrochene Schwingbalken C3-IV auf. Die geringste Minderung des relativen dynamischen E-Moduls ist in diesem Belastungsstadium beim Schwingbalken C2-IV mit ca. 8 % erkennbar. Allerdings erfährt der relative dynamische E-Modul ausschließlich bei diesem Schwingbalken mit zunehmender Lastwechselzahl eine signifikante Verminderung, sodass sich nach fünf Millionen Lastwechseln nahezu der gleiche Wert wie beim Schwingbalken A2-IV einstellt. Im Belastungszyklus lieferten vor allem die Dehnungsmessungen auf der Ober- bzw. Unterseite des Schwingbal-

Bild 6

kens und die Schallemissionsanalyse wertvolle Informationen zur Bewertung des Degradationsprozesses im Beton. Das Bild 7 zeigt exemplarisch für die Schwingbalken des Betons „C“ die in den einzelnen Laststufen der Rampenphasen auf der Balkenunterseite ermittelten Dehnungen sowie die in der gesamten Rampenphase auftretenden SE-Ereignisse in Abhängigkeit von der Lastwechselzahl. Es ist bei beiden Schwingbalken erkennbar, dass vor allem im ersten Belastungszyklus die mit Abstand höchste Schallemissionsaktivität auftritt. Dabei ist die Anzahl der SE-Ereignisse beim Schwingbalken C3-IV ca. doppelt so hoch wie beim Schwingbalken C2-IV, was auf eine verstärkte Mikrorissbildung bereits in diesem frühen Belastungsstadium schließen lässt. Bemerkenswert ist, dass abgesehen von kleineren SE-Anzeigen in den darauffolgenden ersten Belastungszyklen, insbesondere beim Schwingbalken C3-IV ab dem 62. Belastungszyklus (3,1 Millionen Lastwechsel) erste Anzeichen einer erhöhten Schallemissionsaktivität erkennbar sind. Diese erfährt in der Rampenphase des 65. Belastungszyklus (3,25 Millionen Lastwechsel) eine signifikante Erhöhung. Einen detaillierten Aufschluss über die erhöhte Anzahl und Intensität der SE-Ereignisse zu diesem Zeitpunkt gibt das Bild 8. Es zeigt aber auch, dass sich der Bruch in diesem Belastungszyklus nicht in der Rampenphase, sondern in der darauffolgenden Schwingphase ereignet hat. Resümierend lassen die SEA-Ergebnisse den Schluss zu, dass sich das Versagen des Schwingbalkens nicht langfristig ankündigt, sondern vielmehr mit einer geringen Vorwarnzeit auftritt. Diese Aussage wird auch durch die Dehnungsmessungen gestützt. So veranschaulichen die im Bild 7 in Abhängigkeit von der Lastwechselzahl aufgetragenen Dehnungen der Balkenunterseite, dass der Schwingbalken C3-IV erst ab dem 62. Belastungszyklus (3,1 Millionen Lastwechsel) eine verstärkte Stauchung erfährt.

Vergleich der Mittelwerte des mit Ultraschall im Ruhezyklus des 4-Punkt-Biegeversuchs ermittelten relativen dynamischen E-Moduls der Balken A2-IV, C2-IV und C3-IV in Abhängigkeit von der Lastwechselzahl Comparison of mean values of dynamic modulus of elasticity determined by ultrasound measurement in concrete beams A2-IV, C2-IV und C3-IV during the four point bending test without loading depending on cycle loading

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Bild 7

Vergleich zeitlicher Entwicklung der bei den Balken des Betons „C“ in den Belastungszyklen ermittelten Dehnung auf der Balkenunterseite und Schallemissionsaktivität in Abhängigkeit von der Lastwechselzahl Comparison of the temporal development of the underside strain and the acoustic emission activity determined under cyclic loading of the beams concrete “C” depending on the number of load cycles

Bild 8

Vergleich der Schallemissionsaktivität in der Rampenphase ausgewählter Belastungszyklen bei den Balken des Betons „C“ Comparison of the acoustic emission activity during the loading cycles under different constant loads of the beams concrete “C”

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Bemerkenswert ist aber auch, dass der Schwingbalken C3-IV während des gesamten Schwingversuchs mit zunehmender Lastwechselzahl in allen Laststufen der Rampenphase des Belastungszyklus eine größere Stauchung auf seiner Unterseite erfährt als der Schwingbalken C2IV. So beträgt die maximale Stauchung auf der Unterseite des Schwingbalkens C2-IV nach fünf Millionen Lastwechseln in der Rampenphase bezogen auf das kleinste Lastniveau ca. 80 μm/m; beim Schwingbalken C3-IV erreicht sie nach drei Belastungszyklen vor dem Bruch (3,1 Millionen Lastwechsel) bereits ca. 90 μm/m. Das lässt darauf schließen, dass die durch die mechanisch induzierte Vorschädigung erzeugten Mikrorisse eine sehr kleine Dimension aufweisen. Es stellt sich auch die Frage, ob diese mit der Röntgen-3D-CT auflösbar sind.

3.1.2 Röntgentomografische Charakterisierung des mechanisch vorgeschädigten Betongefüges Die Leistungsfähigkeit der Röntgen-3D-CT wird nachfolgend exemplarisch an einem aus dem mechanisch vorgeschädigten Schwingbalken C3-IV entnommenen Bohrkern mit einem Durchmesser von 30 mm aufgezeigt. Die vertikale Bohrkernentnahme über die gesamte Höhe des Balkens erfolgte dabei ca. 20 cm entfernt von der Bruchfläche, wo der Schwingbalken im zyklischen 4-Punkt-Biegeversuch versagte. Zur Berücksichtigung einer unterschiedlichen mechanischen Vorschädigung wurden die tomografischen Untersuchungen des Bohrkerns in zwei Messbereichen durchgeführt. Der obere Messbereich repräsentiert dabei die äußere Betonrandzone mit der maximalen Biegezugbeanspruchung auf der Oberseite des Schwingbalkens. Der mittlere Messbereich hingegen befindet sich aus statischer Sicht in der Nähe der Nulllinie und hat damit eine vernachlässigbare mechanische Beanspruchung bzw. Betondegradation erfahren.

Bild 9

Räumliche Einordnung des oberen und mittleren Messbereichs der Röntgen-3D-CT in dem aus dem mechanisch vorgeschädigten Balken C3-IV gewonnenen Bohrkern Spatial position of the upper and middle measurement ranges of the X-ray 3D-CT in the drilling core extracted from the mechanically pre-damaged beam C3-IV

Die tomografische Untersuchung beider Messbereiche erfolgte in zwei Schritten. So wurde zunächst vom jeweiligen Messbereich eine Übersichtsaufnahme angefertigt und anschließend ein Teilvolumen des Messbereichs mit ROI-Technik vergrößert abgebildet. Die im Bild 9 ausgewiesene Dimension der Teilvolumina im jeweiligen Messbereich ermöglichte dabei eine Erkennung der Risse ab einer Breite von ca. 5 μm (Risslänge ≥ 24 μm). Das Bild 10 zeigt die in beiden ROI-Teilvolumina extrahierten Risse als 3D-Isosurface-Darstellung. Beim Vergleich dieser Bilder ist bereits ein verstärktes Rissaufkommen im oberen Messbereich mit der stark ausgeprägten Betondegradation augenscheinlich. Belegt wird dies auch durch die statistische Auswertung der Anzahl und des Volumens der Risse (Tab. 4). So ist das gesamte Volumen aller Risse im oberen Messbereich mehr als doppelt so hoch wie im mittleren Bereich. Einschränkend muss jedoch auch erwähnt werden, dass noch Verbesserungsbedarf beim Softwaretool zur automatisierten Risserkennung besteht. So bereitet mitunter

Bild 10 3D-Isosurface-Darstellung der Risse in beiden ROI-Messbereichen des Bohrkerns aus dem mechanisch vorgeschädigten Balken C3-IV 3D-Isosurface visualisation of the cracks in both measuring regions of interest of the drilling core extracted from the mechanically pre-damaged beam C3-IV

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Vergleich der Rissparameter im oberen und mittleren ROI-Messbereich des Bohrkerns aus dem mechanisch vorgeschädigten Balken C3-IV Comparison of the crack parameters in the upper and middle measuring regions of interest of the drilling core extracted from the mechanically pre-damaged beam C3-IV

Messbereich

Anzahl der Risse

Rissvolumen gesamt

Mittleres Rissvolumen pro Riss

oben Mitte

3697 2026

3,77 mm³ 1,51 mm³

10,2 · 10–4 mm³ 7,46 · 10–4 mm³

die Erkennbarkeit eines durchgehenden Risses noch Probleme, was die Belastbarkeit der ausgewiesenen Rissanzahl einschränkt. Weiterhin bedarf es insbesondere bei einem geringen radiografischen Kontrast zwischen der Gesteinskörnung und der Zementsteinmatrix bei der automatisierten Lagezuordnung der Risse (Korninneres, Korngrenze, Zementsteinmatrix) einer weiteren Softwareverbesserung. Dennoch belegen die gewonnenen Ergebnisse das Potenzial der Röntgen-3D-CT in der Anwendung beim vergleichsweise heterogenen Werkstoff Beton.

3.2

Bild 11 Einfluss der mechanisch induzierten Vorschädigung auf den an einseitig gekerbten prismatischen Probekörpern (7,5 x 7,5 x 28 cm3, Kerbtiefe tKB = 10 mm) im 3-Punkt-Biegeversuch ermittelten Verlauf der Spannungs-Durchbiegungsbeziehung (Beton „C“). Influence of mechanically induced pre-damage on the history of the stress-deflection relationship identified in the three point flexural tensile test by using unilaterally notched prismatic specimens (7.5 x 7.5 x 28 cm3, notch depth tKB = 10 mm) (concrete “C”).

Bruchmechanische Kennwerte

Die im Abschn. 3.1 vorgestellten Ergebnisse der mechanischen Vorschädigung der großformatigen Schwingbalken spiegeln sich auch in der Veränderung der bruchmechanischen Materialkennwerte wider. So zeigt das Bild 11 die Auswirkungen einer mechanisch induzierten Vorschädigung auf die Spannungs-Durchbiegungsbeziehung einseitig gekerbter prismatischer Probekörper (7,5 × 7,5 × 28 cm3) im 3-Punkt-Biegeversuch. Die dargestellten gemittelten Kurvenverläufe ergaben sich für die aus dem Balken C1-IV (ohne mechanisch induzierte Vorschädigung) und aus dem Balken C3-IV (mit mechanisch induzierter Vorschädigung) gewonnenen kleinformatigen Probekörper. Grundlage hierfür waren sechs erfolgreich durchgeführte Versuche an Probekörpern aus dem Balken C1-IV und vier aus dem Balken C3-IV. Hierbei nahm die ermittelte Nettobiegezugfestigkeit fct,fl,n infolge der zyklischen Vorschädigung um etwa 10 % ab. Bei der dazugehörigen Bruchenergie GF,f bewirkte die mechanisch induzierte Vorschädigung lediglich eine Abnahme um etwa 4 %. Der Einfluss einer mechanisch induzierten Vorschädigung auf die Spannungs-Verformungsbeziehung im zentrischen Zugversuch an den aus Biegezugprobekörperhälften gewonnenen, beidseitig gekerbten prismatischen Probekörpern (7,5 × 7,5 × 13 cm3) ist in Bild 12 dargestellt. Hierbei zeigt sich eine Abnahme der Nettozugfestigkeit fct,n um etwa 30 % infolge der mechanisch induzierten Vorschädigung. Bei der ermittelten Bruchenergie GF stellte sich eine Verringerung um ca. 10 % ein, Tab. 5. Die Ergebnisse des parallel an zylindrischen Probekörpern durchgeführten zentrischen Zugversuchs der Betone 30

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Bild 12 Einfluss der mechanisch induzierten Vorschädigung auf den an beidseitig gekerbten prismatischen Probekörpern (7,5 x 7,5 x 13 cm3, Kerbtiefe tKZ1 = 5,0 mm) im zentrischen Zugversuch ermittelten Verlauf der Spannungs-Verformungsbeziehung (Beton „C“) Influence of mechanically induced pre-damage on the history of the stress-deflection relationship identified in the centric tensile test by using bilateral notched prismatic specimens (7.5 x 7.5 x 13 cm3, notch depth tKZ1 = 5.0 mm) (concrete “C”)

„A“ und „C“ sind in Bild 13 in Form der Spannungs-Verformungsbeziehung und in Tab. 6 wiedergegeben. Die daraus abgeleiteten Werte der Nettozugfestigkeit fct,n,cyl und Bruchenergie GF,cyl zeigten unabhängig von der Betonart eine Abnahme beider Kennwerte nach einer Lastzyklenzahl von 5,0 Millionen. Die dargestellten gemittelten Kurvenverläufe ergaben sich für die aus den Balken A1-IV und C1-IV (ohne mechanisch induzierte Vorschädigung) sowie der aus den Balken A2-IV und C2-IV (mit mechanisch induzierter Vorschädigung) gewonnenen kleinformatigen Probekörper. Die mechanisch induzierte Vorschädigung führte zu einer Reduzierung der Nettozugfestigkeit fct,n,cyl bei Beton „A“

Tab. 5

Veränderung der bruchmechanischen Materialkennwerte (Mittelwerte (Standardabweichung)) infolge der mechanisch induzierten Vorschädigung an prismatischen Kleinproben Change of fracture-mechanical material properties (mean values (standard deviation)) as a result of mechanically induced pre-damage of prismatic specimens

Tab. 6

Veränderung der bruchmechanischen Materialkennwerte (Mittelwerte (Standardabweichung)) infolge der mechanisch induzierten Vorschädigung an zylindrischen kleinformatigen Probekörpern Change of fracture-mechanical material properties (mean values (standard deviation)) as a result of mechanically induced pre-damage of cylindrical small specimens

Versuch

3-Punkt-Biegeversuch

zentrischer Zugversuch

Versuch

zentrischer Zugversuch

Beton

„C“

Beton

„A“

Kennwert

fct,fl,n

Kennwert

fct,n,cyl

GF,cyl

fct,n,cyl

GF,cyl

Dimension

N/mm2

Dimension

N/mm2

N/m

N/mm2

N/m

3,0

154

2,6

143

(0,7)

(27,5)

(0,3)

(30,9)

2,7

125

2,5

114

(0,5)

(23,2)

(0,7)

(27,0)

ohne

mit

GF,f

fct,n

N/m

N/mm2

GF N/m

4,4

208

2,5

114

(0,5)

(37,6)

(0,2)

(19,4)

4,0

199

1,8

102

(0,7)

(17,2)

(0,5)

(8,9)

mechanische Vorschädigung

Bruchmechanische Kennwerte – zylindrische kleinformatige Probekörper

mechanische Vorschädigung

Bruchmechanische Kennwerte – prismatische kleinformatige Probekörper

ohne

mit

„C“

Schadensrisikos bzw. zur Prognose der Auswirkungen einer AKR-Schädigung die sich mit der Zeit entwickelnde mechanisch induzierte Festigkeitsminderung zwingend berücksichtigt werden muss. Die genaue Größenordnung sowie der zeitliche Verlauf dieser Degradation, die zusätzlich durch die AKR überlagert wird, sind durch weitere bruchmechanische Untersuchungen zu klären.

Bild 13 Einfluss der Betonart und der mechanisch induzierten Vorschädigung auf den an gekerbten zylindrischen Probekörpern (∅ 8 cm, L = 13 cm, Kerbtiefe tKZ2 = 7 mm) im zentrischen Zugversuch ermittelten Verlauf der Spannungs-Verformungsbeziehung (Beton „A“ und „C“) Influence of mechanically induced pre-damage on the history of the stress-deflection relationship identified in the uniaxial tensile test by using notched cylindrical specimens (∅ 8 cm, L = 13 cm, notch depth tKZ2 = 7 mm) (concrete “A” and “C”)

um 10 %, bei Beton „C“ lediglich um 4 %, wohingegen sich die dazugehörigen Werte der Bruchenergie GF,cyl um jeweils 20 % verringerten (Tab. 6). Zusammenfassend zeigen die Untersuchungsergebnisse, dass die mechanische Ermüdungsbeanspruchung in einer Betonfahrbahndecke, die in den durchgeführten Experimenten wirklichkeitsnah abgebildet wurde, zu einer inneren Schädigung des Gefüges führt, wodurch der mechanische Widerstand des Betons herabgesetzt wird. Dies bedeutet, dass bei einer Modellbildung zur Abschätzung des

Zusammenfassung

Mit den hier im Rahmen der DFG-Forschergruppe 1498 durchgeführten Untersuchungen wurden einerseits in Ergänzung zu [1] die prüftechnischen Voraussetzungen für eine weitere Verbesserung der Charakterisierung der Degradation bzw. Rissbildung im Fahrbahndeckenbeton durch die mechanisch induzierte Vorschädigung geschaffen. Andererseits wurde darauf aufbauend der Nachweis erbracht, dass durch die mechanische Vorschädigung die bruchmechanischen Materialparameter zum Teil maßgebend verändert werden. In der Praxis bedeutet dies, dass der mechanische Widerstand, den der Beton einer Fahrbahndecke der treibenden Wirkung einer AKR entgegensetzen kann, durch die Ermüdungsbeanspruchungen, denen die Fahrbahndecke zwangsläufig unterliegt, sukzessive herabgesetzt wird. Diese Zusammenhänge müssen in entsprechenden Modellen zur Abschätzung eines Schadensrisikos Eingang finden, wobei dem ungünstigen, sich überlagernden Einfluss einer AKR auf der Widerstandsseite zusätzlich Rechnung getragen werden muss. Zur besseren Charakterisierung des zeitlichen Verlaufs des Degradationsprozesses im großformatigen Schwingbalken während des zyklischen 4-Punkt-Biegeversuchs Beton- und Stahlbetonbau 110 (2015), Heft 1

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F. Weise, A. Wiedmann, K. Voland, E. Kotan, K. Ehrig, H. S. Müller: Effects of fatigue loading on structure and properties of pavement concrete

F. Weise, A. Wiedmann, K. Voland, E. Kotan, K. Ehrig, H. S. Müller: Auswirkungen von Ermüdungsbeanspruchungen auf Struktur und Eigenschaften von Fahrbahndeckenbeton

wurde ein aus Ruhe- und Belastungszyklus bestehendes Lastregime entwickelt, was den optimalen Einsatz geeigneter zerstörungsfreier Prüftechnik zur Erfassung relevanter Zustands- und Schädigungsindikatoren ermöglicht. Dabei hat sich im Ruhezyklus der Einsatz von Ultraschall mit Anregung der Oberflächenwelle zur Charakterisierung der Degradation der auf Biegezug beanspruchten Betonrandzone bewährt. Im Belastungszyklus hingegen erwies sich die kombinierte Anwendung der Schallemissionsanalyse und der Messung der Dehnung auf der Ober- bzw. Unterseite des Schwingbalkens als zielführend. So konnte beispielsweise mit dieser Prüfmethodik gezeigt werden, dass das Versagen des Schwingbalkens im zyklischen 4-Punkt-Biegeversuch sich nicht langfristig ankündigt.

zung der Time Domaine Reflektografie (TDR). Weiterhin soll zur besseren räumlichen Visualisierung der Risse infolge mechanischer Vorschädigung bzw. AKR das automatisierte Risserkennungssystem weiter verbessert werden. Zusätzlich ist geplant, die Röntgen-3D-CT unter Nutzung bereits vorhandener eigener Erfahrungen [17] auch für die grundlagenorientierte Analyse der Feuchtetransportvorgänge in Fahrbahndeckenbetonen ohne und mit mechanisch induzierter Vorschädigung zu ertüchtigen und anzuwenden. Hierdurch soll der Einfluss von Rissen auf den Feuchtetransport experimentell analysiert werden. Dies wiederum bildet die Grundlage für die geplante wirklichkeitsnahe Modellbildung auf Mesoebene.

Aufbauend auf den gewonnenen Erkenntnissen zur mechanisch induzierten Vorschädigung wurden deren Auswirkungen auf die mechanischen Materialkennwerte des Betons experimentell an kleinformatigen Probekörpern aus dem großformatigen Schwingbalken mit bekannter Schadensevolution untersucht. So wurde die Kraft-Verformungsbeziehung im 3-Punkt-Biege- und zentrischen Zugversuch an prismatischen oder zylindrischen Probekörpern bestimmt und daraus die bruchmechanischen Kennwerte (Nettobiege- und Nettozugfestigkeit, Bruchenergie) ermittelt. Die mechanisch induzierte Vorschädigung führte hierbei zu einer Reduzierung der Zugfestigkeit und Bruchenergie. Da die mechanische Vorschädigung der Probekörper an die realen Gegebenheiten in einem Fahrbahndeckenbeton angepasst war, bedeutet dieses Ergebnis auch, dass der Widerstand des Betons und damit seine Reserven gegenüber der Ausbildung breiter Risse kontinuierlich abnehmen.

Aber auch für die Erstellung des Modells auf der Makroebene bedarf es einer Fortsetzung der bruchmechanischen Materialuntersuchungen. So wird neben den im Beitrag aufgezeigten experimentellen Untersuchungen an mechanisch vorgeschädigten Betonprobekörpern zukünftig im Rahmen weiterer Untersuchungen zusätzlich der Einfluss einer fortschreitenden schädigenden AKR auf die zeitliche Entwicklung bruchmechanischer Kennwerte untersucht. Dazu sind umfangreiche experimentelle Untersuchungen an einem ausgewählten Fahrbahndeckenbeton geplant, welche die zeitliche Veränderung der Festigkeits- und Verformungseigenschaften charakterisieren [18]. Hierzu werden zur Gewinnung von kleinformatigen Probekörpern, welche sich einerseits an den Vorgaben der Abmessungen der Alkali-Richtlinie [15] orientieren, aber auch an den Vorgaben bzgl. der Abmessungen von Standardprüfverfahren, wie z. B. der Druckfestigkeitsoder der Elastizitätsmodulbestimmung an Betonzylindern, Wände mit aufdotiertem Beton hergestellt. Die gewonnenen Versuchskörper werden AKR-provozierenden Lagerungsbedingungen, z. B. in Anlehnung an den 60 °CBetonversuch, ausgesetzt und neben den üblichen Untersuchungen zur Ermittlung des Elastizitätsmoduls und der Druckfestigkeit auch für weitere bruchmechanische Untersuchungen (Bruchenergie, Zugfestigkeit und Spannungs-Verformungsbeziehung) herangezogen. Diese Kennwerte bilden später die Grundlage zur wirklichkeitsnahen Beschreibung der Widerstandsseite im Rahmen von numerischen Untersuchungen mittels der Finite-Elemente-Methode [19]. Ziel der entsprechenden numerischen Analysen ist die Herleitung von Maßnahmen zur zukünftigen Schadensreduzierung in Betonfahrbahndecken unter Berücksichtigung der in der Praxis vorhandenen komplexen Beanspruchungen aus Verkehr, Temperatur, Feuchte und AKR.

Dank

Die zusätzlich durchgeführte Weiterentwicklung der Röntgen-3D-CT für die Charakterisierung der Rissbildung infolge mechanischer Vorschädigung beinhaltete neben der Optimierung der CT-Messanordnung auch den Einsatz der ROI-Technik zur Erhöhung der Ortsauflösung für eine bessere Visualisierung der Risse im Beton. Zusätzlich wurde das gemeinsam von der BAM und dem ZIB entwickelte automatisierte Risserkennungssystem erfolgreich erprobt, was auch die Identifikation weiterer notwendiger Verbesserungen einschloss. Basierend auf dieser Prüfmethodologie wurde exemplarisch an einem Bohrkern aus einem mechanisch vorgeschädigten Schwingbalken der Schädigungsgradient über der Höhe abgebildet.

Ausblick

In der zweiten Förderperiode der Forschergruppe gilt es, insbesondere für die geplanten 4-Punkt-Biegeversuche mit großformatigen Schwingbalken mit aufstehender Prüflösung, die für die In-situ-Verfolgung der Rissbildungsprozesse optimierte Prüfmethodik um die Sensorik für die zeitliche und räumliche Erfassung des Feuchteund Salztransports zu erweitern. Geplant ist hier die Nut32

Beton- und Stahlbetonbau 110 (2015), Heft 1

Für die Unterstützung bei den simultanen Messungen während des zyklischen 4-Punkt-Biegeversuchs danken wir Herrn Dipl.-Ing. S. P IRSKAWETZ von der BAM. Weiterhin danken wir Herrn Ing. D. MEINEL (BAM) für die Hilfe bei der Durchführung und Auswertung der CT-Aufnahmen. Unser besonderer Dank gilt der Deutschen Forschungsgesellschaft für die Förderung des Projekts.

Literatur [1] P RZONDZIONO, R.; TIMOTHY, J.; NGUYEN, M.; WEISE, F.; BREITENBÜCHER, R.; MESCHKE, G.; MENG, B.: Vorschädigungen in Beton infolge zyklischer Beanspruchungen und deren Auswirkung auf Transportprozesse im Hinblick auf eine schädigende AKR. Beton- und Stahlbetonbau 110 (2015), Heft 1, S. 3–12. [2] TL Beton-StB 07: Technische Lieferbedingungen für Baustoffe und Baustoffgemische für Tragschichten mit hydraulischen Bindemitteln und Fahrbahndecken aus Beton. FGSV-Verlag, Köln, 2007. [3] GIEBSON, C.; VOLAND, K.; LUDWIG, H.-M.; MENG, B.: Untersuchungen zur Alkali-Kieselsäure-Reaktion in vorgeschädigten Fahrbahndeckenbetonen. Beton- und Stahlbetonbau 110 (2015), Heft 1, S. 13–21. [4] BREITENBÜCHER, R.; et al.: Rissbildung an Fahrbahndecken aus Beton – Auswirkungen von Alkali- Kieselsäure-Reaktionen (AKR), Phase I: In-situ Untersuchungen an Fahrbahndecken aus Beton mit/ohne Rissen. Forschung Straßenbau und Straßenverkehrstechnik, Heft 1042, 2010. [5] MÜLLER, C.; WEISE, F.; BORCHERS, I.; VOLAND, K.: Auswirkungen der Gefügedichte der Betone auf den Ablauf einer schädigenden Alkali-Kieselsäure-Reaktion. Abschlussbericht zum AIF-Vorhaben 15248 N, 2010. [6] VOLAND, K.; WEISE, F.: Application of Innovative Measurement Techniques for Monitoring of ASR Induced Damage Processes in Concrete. In: Proceedings of 8th fib International PhD symposium in civil engineering, Technical University of Denmark, Lyngby, 2010, pp. 629–634. [7] WEISE, F.; VOLAND, K.; P IRSKAWETZ, S.; MEINEL, D.: Innovative Measurement Techniques for Characterising Internal Damage Processes in Concrete due to ASR. 14th International Conference on Alkali-Aggregate Reaction (ICAAR), Austin (Texas), 2012. [8] WEISE, F.; VOLAND, K.; P IRSKAWETZ, S.; MEINEL, D.: Analyse AKR-induzierter Schädigungsprozesse in Beton – Einsatz innovativer Prüftechniken. Beton- und Stahlbetonbau 107 (2012), Heft 12, S. 805–815. [9] WEISE, F.; P IRSKAWETZ, S.; MÜLLER, U.; MENG, B.: Charakterisierung der Schädigungsprozesse in Betonen mit innovativen Prüftechniken. Beton, 56 (6), 2006, Verlag Bau + Technik, Erkrath, S. 268–275. [10] WEISE, F.; ONEL, Y.; DEHN, F.: Application of X-ray tomography for the verification of damage mechanisms in concrete. In: Proceedings of Concrete Repair, Rehabilitation and Retrofitting. Kapstadt, Südafrika 2006, pp. 449–454. [11] EHRIG, K.; GOEBBELS, J.; MEINEL, D.; PAETSCH, O.; P ROHASKA, S.; ZOBEL, V.: Comparison of crack detection methods for analyzing damage processes in concrete with computed tomography. In: Proceedings of DIR 2011 – International symposium on digital industrial radiology and computed tomography, Deutsche Gesellschaft für Zerstörungsfreie Prüfung e.V. (DGZfP), Heft DGZfP-BB 128, 2011, pp. 1–8. [12] PAETSCH, O.; BAUM, D.; EHRIG, K.; MEINEL, D.; P ROHASKA, S.: Automated 3D Crack Detection for Analyzing Damage Processes in Concrete with Computed Tomography. In: Proceedings of Conference on Industrial Computed Tomography, 2012, pp. 321–330. [13] MECHTCHERINE, V.: Bruchmechanische und fraktologische Untersuchungen zur Rissausbreitung in Beton. Universität Karlsruhe (TH), Institut für Massivbau und Baustofftechnologie, Diss. 2000. [14] KOTAN, E.: Ein Prognosemodell für die Verwitterung von Sandstein. Universität Karlsruhe (TH), Institut für Massivbau und Baustofftechnologie, Diss. 2011.

[15] Deutscher Ausschuss für Stahlbeton, DAfStb (Hrsg.): Vorbeugende Maßnahmen gegen schädigende Alkalireaktion im Beton: Alkali-Richtlinie. Beuth, Berlin, Februar 2007 (DAfStb-Richtlinie). [16] BAZANT, Z. P.: Size Effect in Blunt Fracture: Concrete, Rock, Metal. Journal of Engineering Mechanics, Vol. 110, No. 4, 1984. [17] WEISE, F.; ONEL, Y.; GOEBBELS, J.: Analyse des Gefügeund Feuchtezustands in mineralischen Baustoffen mit der Mikro-Röntgen-3D-Computertomografie. Bauphysik 29 (2007), Heft 3, S. 194–201. [18] WIEDMANN, A.: Schadensrisiko und Schadensentwicklung in Betonfahrbahndecken als Folge einer Alkali-KieselsäureReaktion. 1. DAfStb-Jahrestagung mit 54. Forschungskolloquium, Ruhr-Universität, Bochum, 2013, S. 165–170. [19] MÜLLER, H. S.; MALARICS, V.; SODDEMANN, N.; GUSE, U.: Rechnerische Untersuchung zur Entstehung breiter Risse in Fahrbahndecken aus Beton unter Mitwirkung einer AlkaliKieselsäurereaktion. Abschlussbericht zum Forschungsvorhaben 08.0189/2006/LRB im Auftrag des BMVBS/BASt, 2005. Autoren

Dr.-Ing. Frank Weise frank.weise@bam.de

Dipl.-Ing. Andreas Wiedmann andreas.wiedmann@kit.edu

Dipl.-Ing. Katja Voland katja.voland@bam.de

Dr.-Ing. Engin Kotan kotan@kit.edu

Dr. med. Karsten Ehrig karsten.ehrig@bam.de

Prof. Dr.-Ing. Harald S. Müller hsm@mpa.kit.edu

BAM Bundesanstalt für Materialforschung und -prüfung Unter den Eichen 87 12205 Berlin

Karlsruher Institut für Technologie (KIT) Institut für Massivbau und Baustofftechnologie (IMB), Abteilung Baustoffe und Betonbau Gotthard-Franz-Straße 3 76131 Karlsruhe

Beton- und Stahlbetonbau 110 (2015), Heft 1

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F. Weise, A. Wiedmann, K. Voland, E. Kotan, K. Ehrig, H. S. Müller: Effects of fatigue loading on structure and properties of pavement concrete

DOI: 10.1002/best.201400076

FACHTHEMA

Andreas König, Frank Dehn

Prüfverfahren zur Bestimmung des Säurewiderstands von Betonen Im Rahmen einer Studie konnte ein Prüfverfahren zur Bewertung des Säurewiderstands von Betonen konzeptioniert werden, welches die säurespezifischen Reaktionsmechanismen sowie die Wechselwirkung zwischen einer sauren Flüssigkeit und einem alkalischen Beton berücksichtigt. Die Reproduzierbarkeit der durch das Prüfverfahren gewonnenen Ergebnisse konnte mittels umfangreicher experimenteller Untersuchungen für verschiedene Betone nachgewiesen werden. Nachfolgender Beitrag fasst die wesentlichsten Erkenntnisse zusammen und gibt zudem einen Vorschlag für ein mit dem Prüfverfahren zusammenhängendes Nachweiskonzept zur Bewertung des Säurewiderstands von Betonen.

Test method to determine the acid resistance of concretes In the frame of a study, a test method for the evaluation of the acid resistance of concretes was developed which takes particularly the acid specific reaction mechanisms as well as the interaction between acidic liquid and alkaline concrete into account. The evidence of reproducibility of the results gained with the test method has been shown by means of extensive experimental investigations on different types of concrete. The following contribution summarizes the most significant findings and suggests a verification concept for the evaluation of the acid resistance of concretes related to the proposed test method.

schichten oder dauerhafte Bekleidungen) zu schützen, sofern ein Gutachten keine andere Lösung vorschlägt.

Allgemeines

Betone werden durch saure Flüssigkeiten in verschiedenen Anwendungsbereichen, wie z. B. in Abwasseranlagen, Klärwerken, Kraftwerken, in der Landwirtschaft sowie bei der Förderung und Lagerung von Stoffen, zum Teil hoch beansprucht. Die üblicherweise mit der Beanspruchung einhergehende Schädigung des Betons resultiert aus den thermodynamischen Stabilitätsgrenzen der einzelnen Zementsteinphasen, die bei pH > 9,5 liegen. Unterhalb dieser Stabilitätsgrenzen gehen die Mineralphasen des Zementsteins in Lösung. Mit abnehmendem pH-Wert der Flüssigkeit steigt die Geschwindigkeit der schädigenden Prozesse an. Die Beanspruchung von Betonen durch saure Flüssigkeiten wird durch die Zuordnung in die Expositionsklasse für chemischen Angriff XA nach DIN EN 206:2014-07 [1] in Verbindung mit DIN 1045-2:2008-08 [2] geregelt. Die Expositionsklasse XA gilt nach DIN EN 206:2014-07 [1] für Böden und Grundwasser mit einer Temperatur von 5 bis 25 °C und einer geringen Fließgeschwindigkeit. In den nationalen Anwendungsregeln wird der Anwendungsbereich auf Meerwasser und Abwässer erweitert [2].

Handelt es sich bei den sauren Flüssigkeiten um wassergefährdende Stoffe, die dem Besorgnisgrundsatz des Wasserhaushaltsgesetzes (WHG) unterliegen, so gilt für Betone ohne Oberflächenabdichtung zudem die DAfStbRichtlinie „Betonbau beim Umgang mit wassergefährdenden Stoffen“ (BUmwS) [3]. Der beschriebene normative Ansatz verdeutlicht, dass viele Anwendungsbereiche nicht erfasst werden und für geregelte Beanspruchungsgrößen (XA3) spezielle, einzelfallspezifische Maßnahmen ergriffen werden müssen. Für diese beiden Fälle muss die Leistungsfähigkeit des Betons mittels eines (zeitraffenden) Prüfverfahrens nachgewiesen werden. Erst durch den Einsatz von Betonen mit einem nachweisbaren ausreichenden Widerstand können bauliche Anlagen, die mit sauren Flüssigkeiten in Kontakt kommen, nachhaltig betrieben werden.

Stand der Entwicklung

− XA1 = chemisch schwach angreifende Umgebung, − XA2 = chemisch mäßig angreifende Umgebung und − XA3 = chemisch stark angreifende Umgebung.

Generell sollen Prüfverfahren praxisrealistisch, aber auch zeitraffend sowie flexibel hinsichtlich der Beanspruchung und des zu prüfenden Betons sein. Die ermittelten Kenndaten sollen reproduzierbar sein und eine zumindest näherungsweise Ableitung der Nutzungsdauer des Betons bzw. des Betonbauteils ermöglichen.

Ein ausreichender Betonwiderstand soll durch die Grenzwerte der Betonzusammensetzung in Kombination mit einer Mindestdruckfestigkeitsklasse erreicht werden. Für ≥ XA3 oder davon abweichende Umgebungsbedingungen ist der Beton durch zusätzliche Maßnahmen (Schutz-

Die gängigen Prüfverfahren zur Verifizierung des Säurewiderstands können entsprechend der ablaufenden Schädigungsprozesse in nasschemisch und mikrobiologisch induziert sowie anwendbar für Zementstein, Mörtel und Betone klassifiziert werden. Durch die ständige Neutrali-

Der Beanspruchungsgrad wird in drei Klassen eingeteilt:

Tab. 1

Übersicht zu Prüfverfahren zur Bestimmung des Säurewiderstands von zementgebundenen Baustoffen nach KÖNIG [14] Overview about test methods for the determination of acid resistance of cement-based construction materials according to KÖNIG [14]

Beanspruchung

nasschemisch induziert

Material

Zementstein

Mörtel

Beton

Mörtel

Dimensionierung der Materialproben

in Reagenzgläsern

Prismen

Scheiben

Würfel

aufgemahlene Proben

Scheiben

Würfel

Prismen

Zylinder

keine Regelung oder Austausch

Dosierung der sauren Prüfflüssigkeit

Thiobazillen, vornehmlich „Acidthiobacillus Thiooxidans“

Beanspruchungsprozess

mikrobiologisch induziert

kontinuierliche Titration Säure/Base-Puffersystem kontinuierlicher Austausch

Dauer der Beanspruchung

≤ 4 Wochen

80 min–8 000 h

12–15 Wochen

3–8 Wochen

Methodische Ansätze(1) zur Charakterisierung und Bewertung

makroskopische Bestimmung der Schädigungstiefe

Restbiege- und Druckfestigkeit

Restdruckfestigkeit

Masseänderung

makroskopische Bestimmung der Schädigungstiefe mittels Phenolphthalein oder Thymolphthalein

Geometrieänderung

RFA, REM+EDX, FT-IR, AAS, ICP-OES Änderung der Masse und Geometrie

Protonenverbrauch makroskopische Bestimmung der Schädigungstiefe mittels Phenolphthalein oder Thymolphthalein elektr. Leitfähigkeit Diffusionskoeffizient ICP-OES

Quellen

[11, 13, 15 bis 20]

Zellanzahl/Fläche Organismenart

mikroskopische Bestimmung der Schädigungstiefe mittels ALM, PolMi, REM+EDX Masseänderung Geometrieänderung

[5, 21 bis 26]

[3, 4, 6 bis 9, 10, 12, 26 bis 29]

[30 bis 36]

(1) Anmerkungen hinsichtlich der Abkürzungen für Analysemethoden: RFA = Röntgenfluoreszenzanalyse; REM+EDX = Rasterelektronenmikroskopie mit energiedispersiver Röntgenspektroskopie; FT-IR = F OURIER-Transformations-Infrarotspektrometer; AAS = Atomabsorptionsspektrometrie; ICP-OES = optische Emissionsspektrometrie mittels induktiv gekoppeltem Plasma; ALM = Auflichtmikroskopie; PolMi = Polarisationsmikroskopie

sationswirkung zwischen saurer Prüfflüssigkeit und basischer Baustoffprobe muss für eine anhaltende Probenschädigung der pH-Wert der Flüssigkeit durch automatische Titration [4 bis 9], durch ein Säure/Base-Puffersystem [10] und/oder durch ein regelmäßiges Austauschen der Prüfflüssigkeit [11] konstant gehalten werden. Da die Reaktionsprodukte auf der Probenoberfläche den Diffusionsprozess während des Säureangriffs beeinflussen, kann optional während oder nach der Beanspruchung die sich bildende Korrosionsschicht durch ein Abbürstsystem automatisch [8, 12] oder manuell abgetragen werden [6, 7, 9, 13, 28]. Eine Bewertung des Schädigungsprozesses gelingt unter Verwendung naturwissenschaftlicher und ingenieurtechnischer Methoden durch die Charakterisierung der Baustoffproben sowie ggf. der Prüfflüssigkeit. Die große Varianz der in der Literatur beschriebenen Prüfverfahren wird in Tab. 1 deutlich. Die aus den Untersuchungsergebnissen resultierenden Aussagen werden neben den Baustoffeigenschaften vornehmlich von dem eingesetzten Prüfverfahren (Prüfbedingungen und methodische Ansätze zur Quantifizierung des Schädigungsgrades) beeinflusst. Im Unterschied zu

Prüfverfahren, die zur Charakterisierung anderer Dauerhaftigkeitsaspekte (wie z. B. Prüfverfahren zur Bestimmung des Widerstands hinsichtlich der Frost- und FrostTausalz-Beanspruchung) genutzt werden, verändert sich die Belastungsgröße (saure Prüfflüssigkeit) beim Säureangriff durch die fortlaufende Reaktion mit der Baustoffprobe. Je ausgeprägter die Reaktion mit der sauren Prüfflüssigkeit ist, umso schneller verringert sich die Belastungsgröße. In vielen Prüfverfahren werden diese säurespezifischen Wirkungsweisen nur unzureichend berücksichtigt. Erschwerend kommt hinzu, dass die meisten Prüfverfahren nur wenig variabel hinsichtlich des zu prüfenden Baustoffs (Zementstein, Mörtel, Beton) oder der sauren Prüfflüssigkeit sind.

3 3.1

Prüfverfahren Anforderungen

Mit dem nachfolgend beschriebenen Prüfverfahren kann der Säurewiderstand von Betonen experimentell quantifiziert werden. Das zeitraffende Prüfverfahren ist hinsichtlich der Art der Beanspruchung (Säureart und -konzenBeton- und Stahlbetonbau 110 (2015), Heft 1

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A. König, F. Dehn: Test method to determine the acid resistance of concretes

A. König, F. Dehn: Prüfverfahren zur Bestimmung des Säurewiderstands von Betonen

Bild 1

Probenpräparation für die Säurewiderstandsprüfung zur Bestimmung der Schädigungstiefe (ST) Sample preparation for the acid resistance test for the determination of depth of degradation (DD)

tration) und des zu prüfenden Betons flexibel (Bild 2). Durch die Berücksichtigung der säurespezifischen Wechselwirkung zwischen Prüfflüssigkeit und Baustoffprobe(n) kann eine gleichmäßige, materialunabhängige und somit reproduzierbare Beanspruchungsgröße generiert werden. Die gewählte Probengeometrie und der methodische Ansatz ermöglichen praxisrelevante, statistisch abgesicherte Kenngrößen. Da sich in der Praxis die Beanspruchungsgröße (Konzentration und Art der Säure, Sättigung der Lösung, mikrobiologische Einflussgrößen, Umgebungsfeuchte, Abrasion etc.) stetig verändern, ist eine direkte Vorhersage der Nutzungsdauer von säurebeanspruchten Betonbauwerken auf Grundlage eines experimentell bestimmten Schädigungsgrades nur bedingt möglich. Erst durch den Vergleich mit anwendungsbezogenen Langzeiterfahrungen vergleichbarer Baustoffproben, die ebenfalls zeitraffend geprüft wurden, ist eine zumindest überschlägige qualitative Abschätzung der Nutzungsdauer denkbar.

3.2

Probenvorbereitung

Für die mikroskopische Bestimmung der Schädigungstiefen (ST) werden nach 56 Tagen zwei Scheiben der Geometrie 100 × 100 × 40 mm³ aus einem Betonwürfel mit einer Kantenlänge von 150 mm mittig herausgesägt (Bild 1) und bis zur Sättigung in Wasser eingelagert. Diese Vorgehensweise soll homogene, nicht karbonatisierte und nicht kapillarsaugende Proben ermöglichen. Die relativ lange Vorlagerungszeit von 56 Tagen ist erforderlich, um für säureoptimierte Betone, die in der Regel reaktive Zusatzstoffe (z. B. Flugasche, Hüttensand, Metakaolin, Silikastaub) enthalten, einen ausreichend hohen Hydratationsgrad zu gewährleisten. Nach der Bestimmung der Probenmasse und -geometrie werden die Betone im Säurebad (Bild 2) beansprucht. Falls die ST bereits nach kurzer Beanspruchungsdauer eine für das Bauteil relevante Größe erreicht oder ggf. nach ausreichend langer Beanspruchung keine ST mikroskopisch bestimmt werden kann, müssen zusätzlich alternative praxisrelevante Baustoffeigenschaften wie z. B. die Restdruckfestigkeit geprüft werden. Für die Bestimmung der Restdruckfestigkeit eignen sich z. B. Würfel der Geometrie 100 × 100 × 100 mm³ bzw. aus Würfeln herauspräparierte Bohrkerne der Geometrie (∅/h 100 mm/100 mm). 36

Beton- und Stahlbetonbau 110 (2015), Heft 1

Säurespeicher

Titrationsanlage

Homogenisierungseinheit

Titrationsausgang

Heizelement

Mediumspeicher

Kreiselpumpe

pH-Wert Sensor Werkstoffproben (rot) mit Medium (blau)

Bild 2

Säureprüfstand [14] Acid test stand [14]

3.3

Probenbeanspruchung

Für die Bestimmung der ST eines Betons werden zwei Scheiben (100 × 100 × 40 mm³) und optional drei Würfel oder Zylinder (für die Bestimmung z. B. der Druckfestigkeit) im Säurebad sowie als Referenz im Wasser eingelagert. Das einzusetzende Säurebad sollte mit einer automatischen Titrationseinheit zur Regelung eines konstanten pH-Werts, mit einer Homogenisierungseinheit (Mixer, inkl. Pumpensystem) zur Einstellung einer homogenen Prüfflüssigkeit und mit einem ausreichenden Prüfflüssigkeitsvolumen zur zeitlichen Verzögerung der Sättigung der Prüfflüssigkeit ausgestattet sein (Bild 2). Wöchentlich sollten die losen Bestandteile auf der Oberfläche von jeweils einer Scheibe und optional den Proben für die Prüfung der Druckfestigkeit mittels einer weichen Bürste vorsichtig händisch entfernt werden. Die Probenmasse und ggf. die -geometrie sind zu dokumentieren. Um eine Sättigung der Prüfflüssigkeit zu vermeiden, sollten die Ca- (Normalzemente nach DIN EN 197-1:2011-11 [35]) und ggf. die Al- (z. B. Tonerdeschmelzzement nach DIN EN 14647:2006-01 [36]) Konzentrationen in der Prüfflüssigkeit z. B. nasschemisch oder mittels ICP-OES bestimmt werden. Ausgehend von der Wasserlöslichkeit und der Stöchiometrie der säurespezifischen Ca- sowie ggf. Al-Salze, die bei einer Sättigung der Prüflösung ausfallen würden, können die spezifischen Grenzwerte für die Ca- und ggf. Al-Konzentrationen berechnet werden (z. B. 0,625 g Ca/1 l Prüfflüssigkeit bei Gips als relevantes Salz von H2SO4). Die saure Prüfflüssigkeit muss vor Erreichen der säurespezifischen Grenzwerte zumindest partiell ausgetauscht werden. Die Prüfdauer richtet sich nach der Beanspruchungsgröße und beträgt in der Regel für pH-Werte ≤ 4 mindestens zwölf Wochen.

3.4

Quantifizierung des Schädigungsgrades

Der Schädigungsgrad kann während der Prüfung durch die Messung der Probenmasse und der Probengeometrie sowie nach der Prüfung durch die mikroskopische Bestimmung der ST und ggf. durch die Bestimmung der Restdruckfestigkeit quantifiziert werden. Bei der zu bestimmenden Kenngröße handelt es sich in der Regel um die Schädigungstiefe (ST), die als Zone definiert wird, in der sich die Betoneigenschaften, wie z. B. die Alkalität oder die Druckfestigkeit (Gl. (4)), durch die einwirkende Säure verändern. Die ST setzt sich aus einer Abtragstiefe (AT), aus der der Zementstein einschließlich kleiner Gesteinskörnungen bereits vollständig herausgelöst wurde, und aus einer Reaktionstiefe (RT), aus der Bestandteile wie z. B. Alkalien und Calcium (am Anfang aus Ca(OH)2 und später aus C-S-H-Phasen) herausgelöst wurden oder sich neue Phasen wie z. B. Calciumsulfate gebildet haben, zusammen.

Bild 3

Vergleich des Säurewiderstands (Masseverlust und Schädigungstiefe als Maß für den Schädigungsgrad) von normalfesten (NB), hochfesten (HFB) und ultrahochfesten (UHFB) Betonen in Abhängigkeit vom sauren Medium (Schwefelsäure mit pH = 2,0/org. Säuremix mit pH = 3,0) nach zwölfwöchiger Beanspruchung [14] Comparison of acid resistance (mass loss and depth of degradation as an indication for degree of damage) normal strength, high strength and ultra-high strength concretes after 12 weeks of acid exposure (sulphuric acid pH = 2.0/organic acid mix pH = 3.0) [14]

Bild 4

Säurespezifische Probenschädigung von normalfesten, hochfesten und ultrahochfesten Betonen, Schwefelsäure mit pH = 2,0 und org. Säuremix mit pH = 3,0 Acid specific sample degradation of concretes with a normal, a high and ultrahigh strength; sulphuric acid (pH = 2.0) and organic acid mix (pH = 3.0)

Die ST und die Restdruckfestigkeit sind direkte und die sich verändernde Probenmasse sowie die -geometrie sind indirekte Kenngrößen zur Quantifizierung des Säurewiderstands. Die in der Literatur [12, 13, 21, 22, 25] vielfach beschriebene Bestimmung der Probenmasse als charakteristische Kenngröße für den Schädigungsgrad ist nicht zielführend, da: (1) mit abnehmendem Größtkorndurchmesser (Dmax) der Gesteinskörnung, (2) mit zunehmendem Bindemittelgehalt oder (3) mit zunehmenden inerten Feinanteilen in Zementzumahl- oder Betonzusatzstoffen (z. B. quarzitische Gesteinsmehle oder nicht reaktive Flugascheanteile usw.) der Masseverlust bei einer konstanten Schädigungstiefe ansteigt. Mit zunehmendem Verhältnis von Abtragstiefe (AT) zu (inerter) Partikelgröße nimmt der durch Säureangriff induzierte Probenmasseverlust zu. Dieser Effekt wird in Bild 3 durch das Verhältnis von Masseverlust zu ST für Betone mit unterschiedlichem Größtkorn und Bindemittelgehalt sowie durch den Anschliff (Bild 5) deutlich. Falls die Sättigung der Lösung erreicht wurde, können speziell bei sulfathaltigen Prüflösungen (H2SO3, H2SO4) wasserreiche Produkte wie z. B. Gips entstehen, die im Vergleich zu den Edukten eine höhere Masse besitzen. Die sich stetige verändernde Probengeometrie kann ebenfalls nicht als alleiniges Maß für den Schädigungsgrad genutzt werden, da das innere Betongefüge bei Säuren und speziell bei organischen Säuren bereits bei vergleichsweise moderaten pH-Werten deutlich vorgeschädigt wird. Bilder 3 und 4 verdeutlichen die säurespezifische Schädigungszonierung. Trotz eines höheren pH-Werts konnten bei allen Betonproben, die durch den org. Säuremix beansprucht wurden, bei ähnlichen Masseverlusten größere Schädigungstiefen (Bild 3) nachgewiesen werden. Die durch den organischen Säuremix beanspruchten Betonproben besitzen eine geringere Abtragstiefe (AT), eine deutlich größere Reaktionstiefe (RT) und daraus resultierend eine größere Schädigungstiefe (ST) (Bild 4).

Die geschädigte Probenzonierung kann an Dünnschliffen mit der Polarisationsmikroskopie (PolMi) oder an Anschliffen mit der Auflicht- (ALM) bzw. der Elektronenmikroskopie (REM) mit optionaler energiedispersiver Röntgenstrahlung (EDX) analysiert werden. Die PolMi und die REM mit EDX eignen sich für die hochauflösende (chemische und Phasen-) Analyse des Betongefüges an lokal begrenzten Bereichen. Aufgrund des größeren Probenbereichs sollte die ALM an Anschliffen zur Quantifizierung der ST bevorzugt werden, wobei zwischen der mittleren und der max. ST unterschieden werden muss. Für die mikroskopische Bestimmung der Abtragstiefe (AT) kann bei AT < Dmax die vor der Einlagerung durchgeschnittene und nachweislich säurebeständige Gesteinskörnung als Bezugslinie verwendet werden. Bei AT ≥ Dmax (z. B. ultrahochfester Beton) bzw. säureunbeBeton- und Stahlbetonbau 110 (2015), Heft 1

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A. König, F. Dehn: Test method to determine the acid resistance of concretes

A. König, F. Dehn: Prüfverfahren zur Bestimmung des Säurewiderstands von Betonen

tionszone (RT) keine Kräfte aufnehmen kann, ist die Schädigungstiefe (ST) nach Gl. (4) [3] und die Druckfestigkeit der geschädigten Probe (fa) nach Gl. (5) [14] berechenbar. Wenn zusätzlich eine Schädigungszonierung in der Probe mikroskopisch detektiert wurde, kann die Druckfestigkeit in der RT (fRT) nach Gl. (6) abgeschätzt werden [14]. fa% 

fa  100 fw

ST  0, 5  a  (1   Bild 5

Schädigungsverlauf im Betongefüge in Abhängigkeit vom Größtkorn Dmax (Oben Dmax = 2 mm, Mitte Dmax = 8 mm; Unten Dmax = 16 mm) Course of damage in the concrete texture in dependency of the course aggregate (above Dmax = 2 mm, middle Dmax = 8 mm; below Dmax = 16 mm

ständigen Gesteinskörnungen können säurebeständige Bezugspunkte wie z. B. CFK-, Glas- oder PP-Stäbe (Bild 5, Oben/Mitte) in den Betonwürfel vor der Säureprüfung einbetoniert und vor der Einlagerung durchsägt werden. Eine deutliche Abgrenzung zwischen geschädigter und ungeschädigter Zone wird bei dem Einsatz der ALM durch die für Normalzemente charakteristische gelb-braune Verfärbung (erhöhte Al-, Fe-Konzentration) an der Grenze (Bild 5) und ggf. durch den Einsatz von pH-Indikatoren (z. B. Phenolphthalein- oder ThymolphthaleinLösung) in Kombination mit einer erhöhten Farbintensität (digitale Bildaufnahme) ermöglicht.

fa 

ART AKern Fa Fw

Neben den mikroskopischen Verfahren kann alternativ auch die 3D-Mikroröntgencomputertomografie (3DμXCT) zur Visualisierung des dreidimensionalen Baustoffgefüges und zur Bestimmung der ST eingesetzt werden (Tab. 2). Die zerstörungsfreie Messmethodik ermöglicht das mehrmalige Messen identischer Proben zu unterschiedlichen Zeitpunkten ohne säurebeständige Bezugspunkte und ohne Heraussägen von Teilproben (vor und nach der Beanspruchung). Die Restdruckfestigkeit (fa %) ergibt sich aus dem Verhältnis der Mittelwerte der Druckfestigkeit zwischen den ungeschädigten (fw) und den geschädigten (fa) Proben nach Gl. (3) [3]. Unter der Voraussetzung, dass es einen ungeschädigten Probenkern gibt und die vorgeschädigte ReakTab. 2

fa % fRT fw

(4)



(5)



fa  ART  AKern  ( AKern  fa ) ART

(6)

Kantenlänge des Referenzwürfels oder Durchmesser des Referenzzylinders vor der Beanspruchung durch saure Lösung in mm Querschnittsfläche der vorgeschädigten Reaktionszone in der Probe in mm² Querschnittsfläche des ungeschädigten Probenkerns nach Beanspruchung in mm² Bruchlast der durch Säure geschädigten Proben in N Bruchlast der ungeschädigten Proben (Wasserlagerung) in N Druckfestigkeit der säurebeanspruchten Proben in N/mm² Restdruckfestigkeit der säurebeanspruchten Proben in % Druckfestigkeit in der Reaktionszone der säurebeanspruchten Proben in N/mm² Druckfestigkeit der ungeschädigten Proben (Wasserlagerung) in N/mm²

Zusammenfassung

In vielen Anwendungsbereichen werden Betone durch saure Flüssigkeiten beansprucht. Die Quantifizierung des

Einsatz der 3D-μXCT zur Quantifizierung der Schädigungstiefe (ST), Bsp: 2D-Schnittbilder eines durch Essigsäure (pH = 2,0) beanspruchten Betonwürfels (30 × 30 × 30 mm³) Use of 3D-μXCT for the quantification of depth of degradation (DD). 2D-images of damaged concrete cube (30 × 30 × 30 mm³) stored in acetic acid (pH = 2.0)

Beanspruchungszeitpunkt

2D-Schnittbilder

Fa ) Fw

fw  AKern ART  AKern

fRT  mit: a

(3)

Beton- und Stahlbetonbau 110 (2015), Heft 1

materialspezifischen Säurewiderstands ist u.a. für die Entwicklung beständigerer Betone und ggf. für die überschlägige Abschätzung der möglichen Nutzungsdauer von Betonbauteilen von entscheidender Bedeutung. Aktuell gibt es eine Vielzahl von Prüfverfahren, die sich u. a. beim zu prüfenden Material (Zementstein, Mörtel, Beton), der Art der Beanspruchung, der Versuchsdauer und dem methodischen Ansatz zur Bewertung des Schädigungsgrades deutlich voneinander unterscheiden. Die an ein Prüfverfahren gestellten allgemeinen Anforderungen sind: zeitraffend, reproduzierbar, flexibel und praxisrelevant. Auf Grundlage einer umfangreichen Literaturauswertung und einer Vielzahl von eigenen Versuchen konnte ein Verfahren zur Prüfung des Säurewiderstands von Betonen

konzeptioniert werden. Das Verfahren ist zeitraffend und flexibel hinsichtlich der Auswahl der Beanspruchung sowie des zu prüfenden Betons. Durch die Berücksichtigung der säurespezifischen Wirkungsweisen wird eine konstante Beanspruchungsgröße ermöglicht. Die ausgewählten Methoden zur Bewertung des Schädigungsgrades ermöglichen die Ermittlung von praxisrelevanten und reproduzierbaren Kenngrößen. Das vorgestellte leistungsbezogene Verfahren dient vorwiegend der Quantifizierung des materialabhängigen Säurewiderstands. Eine exakte Vorhersage der Nutzungsdauer auf Grundlage der Ergebnisse ist jedoch nicht möglich, da in der Realität die einzelnen Beanspruchungsgrößen stetig variieren und der Säureangriff durch weitere anwendungsbedingte Prozesse, wie z. B. Frost-Tau-Wechsel oder Abrasion beeinflusst wird.

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Beton- und Stahlbetonbau 110 (2015), Heft 1

FACHTHEMA ARTICLE

A. König, F. Dehn: Test method to determine the acid resistance of concretes

A. König, F. Dehn: Prüfverfahren zur Bestimmung des Säurewiderstands von Betonen

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Dr. rer. nat. Andreas König Universität Leipzig Institut für Mineralogie, Kristallografie und Materialwissenschaft Scharnhorststraße 20 04275 Leipzig akoenig@uni-leipzig.de

Prof. Dr.-Ing. Frank Dehn MFPA Leipzig GmbH Hans-Weigel-Straße 2b 04319 Leipzig dehn@mfpa-leipzig.de

Es gibt unzählige Arten von Beton – Wir prüfen sie alle! H 2SO 4 + H 2CO 3 pH >1 ,0

32 – 55 ° C

Beton- und Stahlbetonbau 110 (2015), Heft 1

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10. Leipziger Abdichtungsseminar

27.01.2015

Stefan Hainer, Tilo Proske, Carl-Alexander Graubner

FACHTHEMA

Einfluss der Nachbehandlung auf das Karbonatisierungsverhalten von Beton aus klinkerarmen Zementen Die Dauerhaftigkeit von Betonbauteilen wird wesentlich durch die Nachbehandlung beeinflusst. Die erforderliche Nachbehandlungsdauer von Betonbauteilen ist normativ durch die Expositionsklasse und die Festigkeitsentwicklung des Betons determiniert. Der vorliegende Beitrag befasst sich mit dem Einfluss der Nachbehandlung auf die Druckfestigkeit und die Karbonatisierungstiefe von Betonen aus Zementen mit niedrigem Klinkergehalt. Im Rahmen experimenteller Untersuchungen wurden sowohl der Einfluss der Nachbehandlungsdauer als auch die Auswirkungen variierender Umgebungsbedingungen und einer nachträglichen Befeuchtung auf die Betoneigenschaften analysiert. Weiterhin erfolgte ein Vergleich der Versuchsergebnisse mit bekannten Vorhersagemodellen zum Einfluss der Nachbehandlungsdauer sowie der Umgebungsbedingungen auf die Karbonatisierungstiefe. Abschließend wird eine Bewertung der in DIN 1045-3 [1] festgelegten Mindestdauer der Nachbehandlung vorgenommen.

Influence of curing on the carbonation of clinker-reduced concretes The durability of concrete structures is significantly influenced by the curing conditions. The normative required curing time of concrete elements is determined by the exposure class and the strength development of the concrete. This article deals with the influence of curing on the compressive strength and the carbonation depth of concretes with low clinker cements. As part of the experimental investigations, both the influence of the curing time and the effects of varying environmental conditions and a subsequent moistening on the concrete properties were analyzed. Furthermore, a comparison of the results with known prediction models on the influence of curing time and environmental conditions on the carbonation depth was carried out. Subsequently an evaluation of the required minimum curing time according to DIN 1045-3 [1] was conducted.

Insbesondere der Karbonatisierungswiderstand von Beton zur Vermeidung einer karbonatisierungsinduzierten Bewehrungskorrosion wird maßgebend vom Klinkergehalt im Zement beeinflusst. Bei der Hydratation des Portlandzementklinkers wird aus Wasser und den Klinkermineralien Calciumhydroxid gebildet. Im Porenwasser des Zementsteins gehen Teile des Calciumhydroxids und andere Alkalimetallhydroxide in Lösung. Bedingt durch das basische Milieu des Porenwassers (pH-Wert ca. 13 [6]) entsteht eine dichte Passivierungsschicht auf der Oberfläche des Betonstahls und verhindert eine fortschreitende Bewehrungskorrosion. Während der Nutzungsphase von Betonbauteilen diffundiert Kohlenstoffdioxid aus der Umgebungsluft in den Beton und geht im Porenwasser unter Bildung von Carbonat-Ionen in Lösung. Die Carbonat-Ionen reagieren mit den im Porenwasser enthaltenen Calcium-Ionen zu Calciumcarbonat. Damit verbunden ist eine Absenkung des pH-Werts in der Porenlösung. Bei sinkender Calciumionenkonzentration im Porenwasser können sich nach [7] neben dem Calciumhydroxid auch Calciumionen aus weiteren Phasen des Zementsteins lösen und karbonatisieren, wie z. B. C-S-H-Phasen, Ettringit und Monosulfat.

Einführung und Problemstellung

Der Werkstoff Beton kann aufgrund seiner mineralischen Zusammensetzung als vergleichsweise umweltfreundlicher Baustoff angesehen werden. Lediglich dem als Bindemittel verwendeten Zement ist ein erhebliches Treibhauspotenzial aus der CO2-Emission zuzuweisen, wobei ein Großteil davon durch die Entsäuerung des Kalksteins und den Brennstoffbedarf der Klinkerherstellung hervorgerufen wird. Aktuelle Produktpaletten der Zementhersteller zeigen, dass eine Substitution von Portlandzementklinker im Zement durch Hauptbestandteile wie Flugasche, Hüttensand oder Kalkstein möglich ist. Im Jahr 2010 betrug der mittlere Klinkerfaktor des deutschlandweiten Durchschnittszements ca. 0,75 [2]. Ziel ist eine weitere deutliche Reduzierung. Da die reaktiven Ausgangsstoffe Flugasche und Hüttensand jedoch nicht flächendeckend und nur in begrenzter Menge verfügbar sind, können Betone aus praxiserprobten klinkerarmen Zementen, wie z. B. CEM III/B, trotz ihrer günstigen Umweltwirkung nicht flächendeckend eingesetzt werden. Folgerichtig wird der Einsatz von Kalkstein im Zement weiter vorangetrieben [3 bis 5]. Für die baupraktische Anwendung von Zementen mit geringem Klinkergehalt und größeren Mengen an Kalkstein im Beton ist die Eignung bezüglich der Verarbeitbarkeit und der bemessungsrelevanten mechanischen Eigenschaften nachzuweisen. Ferner müssen Fragestellungen zur Dauerhaftigkeit beantwortet werden.

Bei vollständiger Karbonatisierung der Alkalimetallhydroxide sinkt der pH-Wert auf ca. 8,5 oder niedriger ab [8]. Bei pH-Werten dieser Größenordnung ist die Passivierung des Betonstahls nicht mehr sichergestellt. Das Korrosionsrisiko nimmt bei Vorhandensein von Feuchtigkeit

FACHTHEMA ARTICLE

DOI: 10.1002/best.201400042

S. Hainer, T. Proske, C.-A. Graubner: Einfluss der Nachbehandlung auf das Karbonatisierungsverhalten von Beton aus klinkerarmen Zementen

zu und der Beton platzt infolge einer Volumenzunahme der Korrosionsprodukte ab [8]. Eine karbonatisierungsinduzierte Bewehrungskorrosion findet jedoch nur unter Anwesenheit von Wasser und Sauerstoff im karbonatisierten Bereich des Bewehrungsstahls statt. Bei ständig feuchten oder trockenen Bauteilen erfolgt keine Bewehrungskorrosion.

Tab. 1

Literaturangaben zum Einfluss der Umgebungsbedingungen auf die Karbonatisierungstiefe Data in literature concerning the influence of the environmental conditions on the carbonation depth

Quelle

Innenbauteil/ Laborbedingungen

Überdachtes Außenbauteil

Frei bewittertes Außenbauteil

[6]

1,0

0,5

0,2–0,3

Verglichen mit konventionellen Betonen nimmt bei Verwendung von Zementen mit einem geringen Klinkergehalt die potenzielle Menge an gebildetem Calciumhydroxid ab. Zusätzlich wird Calciumhydroxid bei der Verwendung von puzzolanischen Additiven verbraucht [9]. Auch bei Betonen mit hüttensandhaltigen Zementen ist trotz einer Erhöhung der Gefügedichtigkeit in der Regel von einer Reduzierung des Karbonatisierungswiderstands auszugehen [10], da diese einen geringeren Klinkergehalt aufweisen als Portlandzemente.

[15]

1,0

[16]

1,0

0,8

0,5

[17]

1,0

0,7

0,2

[18]

1,0

0,5

0,2

[19]

1,0

0,8

0,33

[20]

1,0

0,8

0,2

Die Dauerhaftigkeit von Betonbauteilen wird durch die Bauausführung beeinflusst, speziell das Karbonatisierungsverhalten. Um eine ausreichende Hydratation des Zements zu erreichen, muss junger Beton nachbehandelt werden. Beton wird im Zuge der Nachbehandlung vor vorzeitigem Austrocknen, Auswaschungen, rascher Abkühlung, niedrigen Temperaturen und starken Erschütterungen geschützt. Wird Beton nicht ausreichend nachbehandelt, kann keine vollständige Hydratation des Zements erfolgen, da das für die Hydratation notwendige Wasser verdunstet. Konsequenzen sind weniger Hydratationsprodukte und eine verringerte Dichtigkeit des Gefüges, die zwangsläufig zu einem beschleunigten Karbonatisierungsfortschritt führen [11 bis 13]. In Abhängigkeit von der Nachbehandlungsdauer verändert sich der Karbonatisierungswiderstand insbesondere im Bereich der Betondeckung [11]. Betone mit langsamer Festigkeitsentwicklung müssen für den gleichen Hydratationsgrad länger nachbehandelt werden als Betone mit schneller Festigkeitsentwicklung. Um eine ausreichend lange Nachbehandlungsdauer von bewittertem Beton in der Baupraxis sicherzustellen, legt DIN 1045-3 [1] eine Mindestdauer der Nachbehandlung bis zum Erreichen von 50 % der 28Tage-Druckfestigkeit zugrunde. Es stellt sich die Frage, ob diese Regelung unabhängig von der verwendeten Betonzusammensetzung, insbesondere bei der Verwendung von Zementen mit geringem Klinkergehalt, anwendbar ist.

digkeit von Beton stark von der Wassersättigung des Porenraums ab. Relative Feuchten der Umgebungsluft zwischen 60 und 80 % begünstigen den Karbonatisierungsvorgang in Betonbauteilen, dagegen finden bei relativen Luftfeuchten kleiner als 50 % und größer als 85 % theoretisch keine Karbonatisierungsvorgänge statt [14].

In diesem Zusammenhang ist jedoch zu beachten, dass Betone, die durch eine zu kurze Nachbehandlungsdauer ggf. nicht vollständig hydratisieren konnten, bei nachträglicher Befeuchtung gegebenenfalls weiter hydratisieren. Dies betrifft insbesondere Bauteile, die einer Beregnung ausgesetzt sind. Hierzu muss allerdings Wasser bis zu den nicht hydratisierten Phasen vordringen können. Des Weiteren findet die CO2-Diffusion prinzipiell nur im Gasraum statt, für die Lösung der Reaktionspartner und die Karbonatisierungsreaktionen wird allerdings Wasser im Porenraum benötigt. Demzufolge hängt der CO2-Diffusionskoeffizient und somit die Karbonatisierungsgeschwin42

Beton- und Stahlbetonbau 110 (2015), Heft 1

0,25–0,33

Aus den genannten Gründen beeinflussen neben der relativen Luftfeuchtigkeit der Bauteilumgebung auch Niederschlagsereignisse den Karbonatisierungsfortschritt maßgebend. Die Karbonatisierung von durch Niederschlag befeuchteten Bauteilen kann erst dann wieder stattfinden, wenn das aufgenommene Wasser verdunstet ist. Insbesondere Schlagregenereignisse verstärken die Befeuchtung der Randzone. Angaben aus der Literatur zum Verhältnis der Karbonatisierungstiefen in Abhängigkeit von den Umgebungsbedingungen sind in Tab. 1 dargestellt.

2 2.1

Experimentelle Untersuchungen Überblick und Mischungszusammensetzungen

Ziel der durchgeführten Versuchsreihen war es, den Einfluss der Nachbehandlungsart und -dauer, der Witterungsbedingungen und einer nachträglichen Feuchtezufuhr auf den Karbonatisierungswiderstand verschiedener Betonzusammensetzungen zu prüfen. Insbesondere wurden Betone aus Zementen mit geringem Klinkergehalt analysiert. Die hier vorgestellten Ergebnisse sind Teil umfangreicher Untersuchungen zum Karbonatisierungswiderstand von Betonen aus Zementen mit niedrigem Klinkergehalt [21]. Im Rahmen der experimentellen Untersuchungen waren zunächst Betone aus in Deutschland standardmäßig eingesetzten Zementarten Gegenstand der Betrachtung (B1–B4). Zusätzlich wurden Betone aus labormäßig hergestellten Zementen, die bisher nur im Zuge von Forschungsprojekten verwendet wurden, untersucht (B5–B6). Die Hauptbestandteile und chemische Analyse der verwendeten Zementarten sind in Tab. 2 dargestellt.

Tab. 2

Hauptbestandteile und chem. Analyse der verwendeten Zemente [M.-%] Main constituents and chemical analysis of the investigates cements [m.-%]

Zementart

CEM I 42,5 N

CaO

SiO2

Al2O3

Fe2O3

63,1

20,3

4,6

3,0

CEM II/A-LL 42,5 R

63,2

18,4

4,6

2,6

CEM II/B-M (V-LL) 32,5 R

53,7

24,3

7,3

3,4

CEM III/B 42,5 N

50,1

30,2

9,8

1,0

CEM (30S-20LL)

57,7

21,0

5,6

1,8

CEM (50LL)

55,9

13,9

3,3

2,0

Tab. 3

Untersuchte Mischungsrezepturen und 28-Tage-Festigkeiten Investigated mixtures and compressive strength after 28 days

Beton

Zementart

w/z

fc28 [N/mm2]

r = fc, 2/fc, 28

Mindestdauer der Nachbehandlung* bei 20 °C [d]

CEM I 42,5 N

0,50

62,5

0,40

CEM II/A-LL 42,5 R

0,50

56,6

0,50

CEM II/B-M (V-LL) 32,5 R

0,50

50,7

0,40

CEM III/B 42,5 N

0,50

58,7

0,20

CEM (30S-20LL)

0,50

47,6

0,40

CEM (50LL)

0,35

51,6

0,50

* nach DIN 1045-3, Tabelle 5.NA

Die gewählten Mischungszusammensetzungen und die zugehörigen Nachbehandlungsdauern bei 20 °C nach DIN 1045-3 [1] sind in Tab. 3 zusammengestellt. Alle Betone wurden als Feinbetone mit einen Größtkorndurchmesser von 8 mm, einem Zementleimgehalt von etwa 42 Vol.-% und in der Regel einem Wasserzementwert von 0,5 hergestellt. Abweichend wurde beim Beton aus Zement mit 50 % Kalkstein der Wasserzementwert basierend auf den in [5] gesammelten Erfahrungen auf 0,35 abgesenkt, um eine ausreichende Performance des Festbetons zu erzielen. Für die Gewährleistung einer ausreichenden Verarbeitbarkeit des Betons wurde Fließmittel des Typs PCE verwendet (ca. 1,2 M.-% v. Z.). Das Konzept der klinker- und wasserarmen Betone wird in [4] detailliert beschrieben. An prismatischen Probekörpern der Maße 160 × 40 × 40 mm³ wurden die Druckfestigkeiten in Anlehnung an EN 196-1 geprüft und die Karbonatisierungstiefen mit dem Phenolphthaleintest nach DIN 12390-10 [22] bestimmt. Für die Prüfung der Druckfestigkeit und Karbonatisierungstiefe wurden für jedes Prüfdatum zwei Probekörper hergestellt. Die Variationskoeffizienten der Druckfestigkeit betrugen weniger als 10 %, die der Karbonatisierungstiefen weniger als 20 %.

2.2

Einfluss der Nachbehandlungsart

Der Einfluss der Nachbehandlungsart wurde an der Mischung B3 untersucht. Die Feinbetonprismen wurden

Tab. 4

Versuchsbedingungen: Einfluss der Nachbehandlungsart Basic conditions: Influence of curing type

Beton

Nachbehandlungsart (Dauer: 28 d)

Anschließende Lagerung NB–365 d

Wasser (pH > 12) Wasser (pH = 7) Folie

20 °C 65 % r. F. 0,04 Vol.-% CO2

nach einem Tag in der Schalung bis zu einem Betonalter von 28 Tagen in einem üblichen Wasserlagerungsbehälter (pH > 12), in frischem Leitungswasser (pH ≈ 7) und in Folie eingewickelt aufbewahrt. Danach wurden die Probekörper für 365 Tage unter Normklimabedingungen (20 °C und 65 % r. F.) eingelagert und im Anschluss die Karbonatisierungstiefe gemessen. Zusätzlich wurde die Druckfestigkeit im Probenalter von 28, 56 und 140 Tagen geprüft. Die beschriebenen Versuchsbedingungen sind in Tab. 4 dargestellt. Die Ergebnisse der Untersuchungen zur Nachbehandlungsart sind in Bild 1 dargestellt. Die hier untersuchte Nachbehandlungsart hat nahezu keinen Einfluss auf die Druckfestigkeit. Die Karbonatisierungstiefe von Probekörpern, die durch ein Einwickeln in Folie nachbehandelt wurden, ist etwas höher als die Karbonatisierungstiefe von im Lagerungsbehälter (pH > 12) oder Leitungswasser nachbehandelten Probekörpern. Beton- und Stahlbetonbau 110 (2015), Heft 1

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S. Hainer, T. Proske, C.-A. Graubner: Influence of curing on the carbonation of clinker-reduced concretes

S. Hainer, T. Proske, C.-A. Graubner: Einfluss der Nachbehandlung auf das Karbonatisierungsverhalten von Beton aus klinkerarmen Zementen

Bild 1

2.3

Einfluss der Nachbehandlungsart auf die Druckfestigkeit und Karbonatisierungstiefe Influence of the curing type on the compressive strength and the carbonation depth

Bild 2

Relative Druckfestigkeit in Abhängigkeit von der Nachbehandlungsdauer Relative compressive strength in dependency of the curing time

Bild 3

Karbonatisierungstiefe in Abhängigkeit von der Nachbehandlungsdauer Carbonation depth in dependency of the curing time

Einfluss der Nachbehandlungsdauer

Der Einfluss der Nachbehandlungsdauer wurde an den Betonen B1, B3, B4 und B6 untersucht. Nach einem Tag in der Schalung wurden Probekörper bis zu einem Alter von 2, 4, 7 und 28 Tagen in einem Wasserbecken aufbewahrt. Anschließend wurden die Probekörper für 365 Tage unter Normklimabedingungen gelagert (vgl. Tab. 5). Die Karbonatisierungstiefe wurde nach den 365 Tagen gemessen, die Druckfestigkeit in einem Probenalter von 28, 56 und 140 Tagen geprüft. Kürzere Nachbehandlungsdauern und anschließende Normklimalagerung bis zur Prüfung der Druckfestigkeit führten zu signifikant geringen Druckfestigkeiten nach 140 Tagen (vgl. Bild 2). Eine kurze Nachbehandlung und die anschließende Austrocknung verhindern die planmäßige Hydratation des Zements. Besonders empfindlich reagiert Beton aus CEM III/B, der bei einer Nachbehandlungsdauer von 2 Tagen nur die Hälfte der Festigkeit bezogen auf eine Nachbehandlungsdauer von 28 Tagen erreicht. Die anderen untersuchten Feinbetone, auch der Beton B6 mit CEM (50LL), weisen ein ähnliches Verhalten der Druckfestigkeit gegenüber einer verkürzten Nachbehandlung auf.

Tab. 5

Versuchsbedingungen: Einfluss der Nachbehandlungsdauer Basic conditions: Influence of curing time

Nachbehandlungsdauer (Wasserlagerung) 2d 4d 7d

28 d

Anschließende Lagerung NB–365 d 20 °C 65 % r. F. 0,04 Vol.-% CO2

Beton- und Stahlbetonbau 110 (2015), Heft 1

Aus Bild 3 ist zunächst ersichtlich, dass sich die Karbonatisierungstiefe der Probekörper bei einer erhöhten Nachbehandlungsdauer signifikant verringert. Die Karbonatisierungstiefe bei zweitägiger Nachbehandlung ist gegenüber der Karbonatisierungstiefe bei einer Nachbehandlungsdauer von 28 Tagen etwa doppelt so hoch, unabhängig von der verwendeten Zementart. Weiterhin ist festzustellen, dass für eine gegebene Nachbehandlungsdauer die Karbonatisierungstiefe nach einem Jahr Normklimalagerung von Beton aus CEM III/B deutlich größer ist als bei Verwendung von CEM I, die Werte für die weiteren untersuchten Zemente liegen dazwischen. Wird dagegen die Karbonatisierungstiefe bei einer Min-

Tab. 6

Versuchsbedingungen: Einfluss der Witterungsbedingungen Basic conditions: Influence of environmental conditions

Nachbehandlung

Lagerung

(Wasserlagerung)

NB–28 d

28 d–365 d Außenbereich – Witterung

20 °C/ 65 % r. F.

Außenbereich – Überdachung Tauchlagerung 20 °C/65 % r. F.

28 d

Bild 4

20 °C/65 % r. F.

Karbonatisierungsgeschwindigkeiten in Abhängigkeit von der Druckfestigkeit Carbonation speed in dependency of the compressive strength

destdauer der Nachbehandlung nach DIN 1045-3 [1] betrachtet, zeigt sich, dass Betone mit Klinkergehalten kleiner 50 % v. Z. größere Karbonatisierungstiefen aufweisen als Betone aus CEM I. In Bild 4 sind für Nachbehandlungszeiten von 7 und 28 Tagen die Karbonatisierungsgeschwindigkeiten nach einem Jahr Normklimalagerung in Abhängigkeit von der zugehörigen Druckfestigkeit nach der Vorlagerung dargestellt. Die Karbonatisierungsgeschwindigkeiten der 7 und 28 Tage nachbehandelten Proben, außer B4 mit CEM III/B, liegen unter der in DIN CEN/TR 16563 [23] festgelegten Grenze für Bindemittel mit einem Wasserzementwert von 0,50. Aus Bild 4 ist weiterhin ersichtlich, dass der Beton B6 mit CEM (50LL) und einem w/z-Wert von 0,35 im Vergleich mit den Betonen B1 und B3 bei gleicher Druckfestigkeit eine vergleichbar niedrige Karbonatisierungsgeschwindigkeit aufweist.

2.4

Einfluss der Witterungsbedingungen

Der Einfluss der Witterungsbedingungen wurde ebenfalls an den Betonen B1, B3, B4 und B6 untersucht. Die hergestellten Probekörper wurden nach einem Tag ausgeschalt und bis zu einem Betonalter von 7 Tagen in einem Wasserbehälter nachbehandelt. Bis zu einem Betonalter von 28 Tagen wurden die Probekörper unter Normklimabedingungen aufbewahrt. Im Anschluss an die Normklimalagerung wurden Probekörper im Außenbereich der freien Witterung ausgesetzt bzw. unter einer Bedachung gelagert. Parallel dazu wurden Probekörper unter Normklimabedingungen gelagert und weitere Probekörper einmal pro Woche für etwa zwei Stunden in einen Wasserbehälter getaucht. Ziel der Tauchlagerung war es, Befeuchtungs- und Trocknungsvorgänge von Bauteilen im Außenbereich im Labormaßstab zu simulieren. Die Versuchsbedingungen sind in Tab. 6 dargestellt. Vergleichbare Versuche wurden im Jahre 1967 bereits von [15] durchgeführt. Die Karbonatisierungstiefe wurde nach einem Aus-

Bild 5

Druckfestigkeit in Abhängigkeit von den Witterungsbedingungen Compressive strength in dependency of the environmental conditions

lagerungszeitraum von 365 Tagen, die Druckfestigkeit nach 140 Tagen gemessen. Variierende Witterungsbedingungen haben nur einen sehr geringen Einfluss auf die Druckfestigkeit (vgl. Bild 5). Die größten Festigkeiten werden bei direkt bewitterten Betonen und bei Probekörpern, die 28 Tage im Wasserbad nachbehandelt und anschließend im Klimaraum gelagert wurden, erreicht. Einen deutlich größeren Einfluss haben dagegen variierende Umgebungsbedingungen auf das Karbonatisierungsverhalten (Bilder 6 und 7). Unabhängig von der Zementart wurden die größten Karbonatisierungstiefen an Probekörpern gemessen, die sich im Klimaraum oder im Außenbereich unter einem Dach befanden. Die regelmäßig durchfeuchteten Proben aus dem bewetterten Außenbereich und der Tauchlagerung wiesen deutlich geringere Karbonatisierungstiefen auf. Die Karbonatisierungstiefen von getauchten und im Außenbereich bewitterten Probekörpern liegen sogar unter denen von im Normklima gelagerten und 28 Tage lang nachbehandelten Probekörpern, obwohl bei diesen Probekörpern die höchsten Druckfestigkeiten erreicht wurden. Offenbar wird bei regelmäßiger Durchfeuchtung der Probekörper sowohl ein höherer Hydratationsgrad erreicht als auch eine CO2-Diffusion in den Beton vorübergehend gehemmt. Beton- und Stahlbetonbau 110 (2015), Heft 1

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S. Hainer, T. Proske, C.-A. Graubner: Influence of curing on the carbonation of clinker-reduced concretes

S. Hainer, T. Proske, C.-A. Graubner: Einfluss der Nachbehandlung auf das Karbonatisierungsverhalten von Beton aus klinkerarmen Zementen

2.5

Bild 6

Karbonatisierte Bereiche (weiß) an Bruchflächen in Abhängigkeit von den Witterungsbedingungen (Betonalter: 1 Jahr) Carbonated areas (white) of plain of rupture in dependency of the environmental conditions (Age of concrete: 1 Year)

Einfluss einer nachträglichen Feuchtezufuhr bzw. verzögerten Nachbehandlung

Der Einfluss einer nachträglichen Feuchtezufuhr wurde an den Betonen B2, B4, B5 und B6 untersucht. Nach einem Tag in der Schalung wurden die Probekörper bis zu einem Alter von 2 und 7 Tagen im Wasserbad nachbehandelt und anschließend im Klimaraum gelagert. Ein Teil der Probekörper wurde nach 28-tägiger Lagerung im Normklima für 28 Tage wieder ins Wasserbecken gestellt. Zweck dieser Lagerung war es, den Einfluss einer nachträglichen Feuchtezufuhr auf die Druckfestigkeit und den Karbonatisierungsfortschritt zu bestimmen. Um einen maximalen Hydratationsgrad zu erzielen, wurden zusätzlich Proben durchgehend bis zu einem Alter von 56 Tagen im Wasserbad gelagert. Im Probenalter von 84 Tagen wurden alle Probekörper für 28 Tage einer erhöhten CO2Konzentration von 2 Vol.-% ausgesetzt, um den Karbonatisierungsprozess zu beschleunigen. Im Anschluss wurde die Karbonatisierungstiefe gemessen. Die Druckfestigkeit wurde nach 28 und 84 Tagen geprüft. Die Versuchsbedingungen sind in Tab. 7 übersichtlich aufgelistet. Der Einfluss einer erhöhten CO2-Konzentration auf den Karbonatisierungsfortschritt ist bisher nicht eindeutig geklärt. Es wird jedoch davon ausgegangen, dass die bei CO2Konzentrationen von bis zu 3 % gemessenen Karbonatisierungstiefen gut mit unter natürlichen Bedingungen gemessenen Karbonatisierungstiefen übereinstimmen [24]. In Bild 8 sind die Ergebnisse der Untersuchungen zum Einfluss einer nachträglichen Feuchtezufuhr bzw. Nachbehandlung exemplarisch für den Beton B4 (CEM III/B, w/z = 0,50) dargestellt. Die höchste Druckfestigkeit wird bei einer Nachbehandlungsdauer von 56 Tagen erreicht. Bei Nachbehandlungsdauern von 2 und 7 Tagen ist eine signifikante Steigerung der Druckfestigkeit nach 84 Tagen durch eine nachträgliche Feuchtezufuhr zu erkennen, die Festigkeit von 56 Tagen nachbehandelten Proben wird allerdings nicht erreicht.

Bild 7

Karbonatisierungstiefe in Abhängigkeit von den Witterungsbedingungen Carbonation depth in dependency of the environmental conditions

Tab. 7

Versuchsbedingungen: Einfluss einer nachträglichen Feuchtezufuhr Basic conditions: Influence of belated moistening

Bezeichnung

Nachbehandlung

Auf die Karbonatisierungstiefe hat die nachträgliche Feuchtezufuhr einen noch größeren Einfluss als auf die Druckfestigkeit. Die 2 und 7 Tage nachbehandelten Probekörper weisen bei nachträglicher Wasserlagerung nur

Weitere Lagerung NB–28 d

2/82

7/77

2/26/28/28

7/21/28/28

56/28

Wasserlagerung bis 56 d

28 d–56 d

56 d–84 d

Schnelltest 2 Vol.-% CO2

20 °C/65 % r. F.

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20 °C/65 % r. F.

Wasser

84 d–112 d

20 °C/65 % r. F.

20 °C 65 % r. F.

Bild 8

Karbonatisierungstiefen und Druckfestigkeiten von Mischung B4 in Abhängigkeit von der Vorlagerung Carbonation depth and compressive strength of mixture B4 in dependency of the pre-storage

Bild 10 Relative Karbonatisierungstiefen der experimentellen Untersuchungen und des Modells nach [19] in Abhängigkeit von der Nachbehandlungsdauer und den Umgebungsbedingungen Relative carbonation depths of the experimental investigations and according to the model of [19] in dependency of the curing time and storage conditions

anderen Zementen, gleichwertigen Karbonatisierungswiderstand auf. Die Karbonatisierungstiefen der Betone B5 und B6 liegen bei einer zweitägigen Nachbehandlungsdauer und anschließender Trockenlagerung zwischen den Karbonatisierungstiefen der Betone B2 und B4, bei siebentägiger Nachbehandlungsdauer in der Größenordnung des Betons B4. Durchweg erhöht eine nachträgliche Feuchtezufuhr den Karbonatisierungswiderstand und die Druckfestigkeit deutlich.

Bild 9

Im Schnelltest gemessene Karbonatisierungstiefen in Abhängigkeit von der Vorlagerung Carbonation depths dependency of the pre-storage

etwa ein Drittel der Karbonatisierungstiefe von im Anschluss an die Nachbehandlung trocken gelagerten Probekörper auf. Die Karbonatisierungstiefen der 7 Tage nachbehandelten und für 28 Tage im Wasser gelagerten Probekörper liegen im Bereich der Karbonatisierungstiefen der 56 Tage nachbehandelten Probekörper. In Bild 9 sind die Karbonatisierungstiefen der vier untersuchten Betonrezepturen dargestellt. Bei der kürzesten Nachbehandlungsdauer von 2 Tagen und anschließender Normklimalagerung weist die Probe B4 die höchste Karbonatisierungstiefe auf. Bei einer nachträglichen Feuchtezufuhr oder einer Nachbehandlungsdauer von 7 Tagen liegt die Karbonatisierungstiefe von B4 im Bereich von B5. Bei einer Nachbehandlungsdauer von 56 Tagen weisen alle Betone ähnliche Karbonatisierungstiefen auf. Demnach reagiert Beton mit CEM III/B sehr sensibel auf kurze Nachbehandlungsdauern. Bei einer nachträglichen Feuchtezufuhr oder einer längeren Nachbehandlungsdauer weist er dagegen fast einen, verglichen mit Betonen aus

Vergleich der Versuchsergebnisse mit dem Vorhersagemodell nach [19]

Nach [19] kann der Einfluss der Nachbehandlungsdauer und variierender Umgebungsbedingungen auf die Karbonatisierungstiefe von ungerissenen Betonbauteilen abgeschätzt werden. Für die Anwendung des Modells nach [19] muss die Karbonatisierungstiefe experimentell in einem Schnelltest bestimmt werden. Der Einfluss der Umgebungsbedingungen bestimmt sich nach [19] unabhängig von der im Schnelltest ermittelten Karbonatisierungstiefe. Eingangswerte für den Einfluss der Umgebungsbedingungen sind die relative Feuchte, die CO2-Konzentration der Umgebung und Witterungsbedingungen (Regentage im Jahr, Schlagregenwahrscheinlichkeit). In Bild 10 sind die relativen Karbonatisierungstiefen der experimentellen Untersuchungen und nach [19] bezogen auf eine Nachbehandlungsdauer von 7 Tagen dargestellt. Für die Ermittlung der relativen Karbonatisierungstiefen nach [19] wurden für den Außenbereich eine relative Umgebungsfeuchte von 75 %, eine Schlagregenwahrscheinlichkeit von 0,30 und ein Anteil an Regentagen im Jahr von 0,19 angesetzt. Für eine Nachrechnung der relativen Karbonatisierungstiefen unter Normklimabedingungen im Labor wurden eine relative Feuchte von 65 %, 0 Regentage pro Jahr und die tatsächliche Nachbehandlungsdauer gewählt. Für die Berechnung wurden im Modell, welches auch probabilistische Berechnungen erlaubt, nur deterministische Eingangsgrößen verwendet. Beton- und Stahlbetonbau 110 (2015), Heft 1

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S. Hainer, T. Proske, C.-A. Graubner: Einfluss der Nachbehandlung auf das Karbonatisierungsverhalten von Beton aus klinkerarmen Zementen

Die Modellwerte stimmen für Nachbehandlungsdauern zwischen 4 und 28 Tagen sowie eine Lagerung im überdachten Außenbereich sehr gut mit den Ergebnissen der experimentellen Untersuchungen überein. Bei einer kurzen Nachbehandlungsdauer von 2 Tagen liegen die gemessenen Karbonatisierungstiefen bei einigen Betonen deutlich über den rechnerischen Werten, bei einer Lagerung im bewitterten Außenbereich etwas darunter.

Diskussion der Regelungen zur Nachbehandlungsdauer nach DIN 1045-3 [1]

Zunächst ist festzustellen, dass die Karbonatisierungstiefe bei Betonen mit geringem Klinkergehalt und einer Nachbehandlung nach DIN 1045-3 [1] bei anschließender Lagerung ohne Feuchtezufuhr größer ist als von den untersuchten Betonen aus CEM I und CEM II. Allerdings wirken sich bei frei bewitterten Bauteilen die zwangsläufig auftretenden Befeuchtungsphasen, insbesondere bei zuvor nur kurz nachbehandelten Bauteilen, äußerst positiv auf den Karbonatisierungswiderstand aus, wobei die Karbonatisierungstiefe aller Betone in einem ähnlich niedrigen Bereich liegt. Zu klären ist noch, ob bei einer kurzen Nachbehandlung von Betonbauteilen und anschließender längerer Trockenperiode eine nachträgliche Feuchtezufuhr den Karbonatisierungswiderstand gleichermaßen erhöht. Ebenfalls muss eine Übertragbarkeit der im Labormaßstab erzielten Ergebnisse auf praxisübliche Verhältnisse geprüft werden. Insgesamt weisen die Ergebnisse der experimentellen Untersuchungen darauf hin, dass die in DIN 1045-3 [1] geforderte Mindestdauer der Nachbehandlung in Abhängigkeit von der Festigkeitsentwicklung auch für Betone aus Zementen mit geringem Klinkergehalt bezüglich der Vermeidung karbonatisierungsinduzierter Bewehrungskorrosion angemessen ist.

Zusammenfassung

Im vorliegenden Beitrag wurde der Einfluss der Nachbehandlung und der Umgebungsbedingungen auf die Druckfestigkeit und das Karbonatisierungsverhalten von Betonen aus Zementen mit geringem Klinkergehalt untersucht. Die wesentlichen Ergebnisse der durchgeführten

experimentellen Untersuchungen lassen sich wie folgt zusammenfassen: − In Folie eingewickelte Probekörper weisen etwas höhere Karbonatisierungstiefen auf als Probekörper, die in Wasser gelagert wurden. Auf die Druckfestigkeit hat diese Nachbehandlungsart gegenüber wassergelagerten Proben keinen signifikanten Einfluss. − Kurze Nachbehandlungsdauer und anschließende Normklimalagerung führen zu niedrigen Hydratationsgraden. Die negativen Auswirkungen auf die Karbonatisierungstiefe sind hierbei größer als auf die Druckfestigkeit. Insbesondere Betone mit größeren Mengen an Hauptbestandteilen neben Portlandzementklinker reagieren sehr sensibel auf eine kurze Nachbehandlungsdauer. − Unterschiedliche Witterungsbedingungen haben einen signifikanten Einfluss auf die Karbonatisierungstiefe, die Druckfestigkeit verhält sich dagegen weitestgehend witterungsunabhängig. Die größten Karbonatisierungstiefen wurden bei Normklimalagerung gemessen, die geringsten Karbonatisierungstiefen bei Probekörpern, die der Witterung oder einer Tauchlagerung ausgesetzt wurden. − Eine nachträgliche Feuchtezufuhr führt bei einer kurzen Nachbehandlungsdauer bei allen untersuchten Betonen zu einer Erhöhung des Hydratationsgrades und somit zu einem ähnlich hohen Karbonatisierungswiderstand. − Das Karbonatisierungsverhalten der Betone B5 mit CEM (30S-20LL) und B6 mit CEM (50LL) und einem Wasserzementwert von 0,35 unterscheidet sich hinsichtlich variierender Umgebungsbedingungen nicht vom Karbonatisierungsverhalten der anderen untersuchten Betone aus konventionellen Zementen. − Mit vorhandenen Modellen kann der Einfluss der Nachbehandlungsdauer und der Witterungsbedingungen für alle untersuchten Betone unabhängig des Klinkeranteils im Zement gut abgebildet werden. Lediglich der negative Einfluss kurzer Nachbehandlungsdauern wird nicht hinreichend abgebildet. − Die Ergebnisse weisen darauf hin, dass die in DIN 1045-3 [1] geforderte Mindestdauer der Nachbehandlung in Abhängigkeit von der Festigkeitsentwicklung auch für die untersuchten Betone aus Zementen mit geringem Klinkergehalt bezüglich der Vermeidung karbonatisierungsinduzierter Bewehrungskorrosion angemessen ist.

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Beton- und Stahlbetonbau 110 (2015), Heft 1

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Dipl.-Ing. Stefan Hainer hainer@massivbau.tu-darmstadt.de

Dr.-Ing. Tilo Proske proske@massivbau.tu-darmstadt.de

TU Darmstadt Institut für Massivbau Franziska-Braun-Straße 3 64287 Darmstadt

Prof. Dr.-Ing. Carl-Alexander Graubner graubner@massivbau.tu-darmstadt.de

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S. Hainer, T. Proske, C.-A. Graubner: Influence of curing on the carbonation of clinker-reduced concretes

DOI: 10.1002/best.201400046

FACHTHEMA

Viktor Mechtcherine

Hochduktiler Beton mit Kurzfaserbewehrung Baustoffliche Grundlagen und bautechnische Anwendungen Hochduktile Betone mit Kurzfaserbewehrung (meist Polyvinilalkohol- oder hochmodulige Polyethylenmikrofaser) sind neue zementgebundene Hochleistungswerkstoffe, die unter Zugbeanspruchung eine Verfestigung aufweisen und eine im Vergleich zu gebräuchlichen Faserbetonen mehr als einhundertmal höhere Bruchdehnung besitzen. Neben ihrer großen Verformungsfähigkeit sowie hohen Biegezug- und Schubfestigkeit weisen hochduktile Betone bis zur Bruchdehnung sehr geringe Rissöffnungen auf. Diese besonderen Eigenschaften machen diese neue Betonart für spezielle Anwendungen sowohl bei Neubau als auch bei Verstärkung und Instandsetzung von bestehenden Bauwerken interessant. Dieser Aufsatz gibt einen Überblick über die baustofflichen Grundlagen, die Eigenschaften und Anwendungsmöglichkeiten der neuen Faserbetonart.

Strain-hardening cement-based composites Material design, properties and applications in construction Strain-hardening cement-based composites (SHCC) are new, high-performance materials reinforced in most cases with either polyvinyl-alcohol or high-density polyethylene fibre. These composites exhibit strain-hardening behaviour under tensile loading. They have a strain capacity on an order of magnitude of more than one hundred times that of ordinary fibre-reinforced concrete. SHCC have relatively high tensile and shear strengths and up until reaching strain capacity yield only very narrow, multiple cracks. These specific features make this new type of concrete attractive for a number of practical applications both in new construction and in the repair and strengthening of existing structures. The article at hand provides an overview of SHCCs’ material design as well as of their mechanical performance, durability and fields of application.

Zementgebundene Werkstoffe zeigen üblicherweise ein nahezu sprödes Materialverhalten. Mit dem Erreichen der Festigkeit versagt das Material durch Ausbildung von makroskopischen Trennrissen. Ursachen der Sprödigkeit sind die kristalline Struktur (Nano- und Mikroebene) und die Homogenität (Meso- und Makroebene) der festigkeitsbildenden Hydratationsprodukte. Mit zunehmender Heterogenität des Verbundmaterials (in der Regel durch Zugabe der Gesteinskörnung) geht eine Verringerung der Sprödigkeit einher. Eine gewisse Rissüberbrückung wird dabei vor allem durch Rissuferverzahnungen und Rissverzweigungen erreicht.

Spannungsumverteilung zu nennen. Des Weiteren führt die Steigerung der Duktilität durch Vorankündigung des Versagens zu mehr Sicherheit. Noch deutlicher sind die Vorteile eines duktileren Betons – aufgrund einer hohen Verformungsfähigkeit und Energieabsorption – im Falle einer stoßartigen Beanspruchung. Ein weiterer Aspekt ist die Dauerhaftigkeit der Konstruktion. Risse im Beton führen zu einem schnelleren Transport von Flüssigkeiten und Gasen, die sowohl die Stahlbewehrung als auch den Beton selbst angreifen. Die Duktilität des Betons führt zur Beschränkung der Rissbreiten infolge Zwang- und Eigenspannungen sowie äußerer Kräfte. Als Folge wird das Eindringen von korrosiven Medien reduziert und die Dauerhaftigkeit der Beton- und Stahlbetonbauwerke verbessert.

Mit der Zugabe von Fasern wird die Heterogenität des Materialverbunds stark erhöht, da Fasern in der Regel mechanische, physikalische und chemische Materialeigenschaften haben, die deutlich von denen der Matrix abweichen. Typische Fasermaterialien für zementgebundene Werkstoffe sind Stahl, Carbon, AR-Glas sowie eine breite Palette an synthetischen Polymerfasern (PAN, PE, PP, PVA, etc.). Bei einer richtigen Faserwahl können diese eine rissüberbrückende Wirkung entfalten und dadurch die Sprödigkeit des zementgebundenen Materialverbunds deutlich verringern oder gar ein quasi-duktiles Verhalten herbeiführen.

Konventioneller Faserbeton weist im Vergleich zu unbewehrtem Beton in der Regel keine höhere Bruchdehnung, sondern lediglich ein gutmütigeres Entfestigungsverhalten auf und kann nicht als duktiler Werkstoff bezeichnet werden, Bild 1. Wird durch eine immer höhere Faserzugabe dennoch versucht, das Nachbruchverhalten des Betons duktil zu gestalten, werden schnell die Grenzen der Verarbeitbarkeit des Materials erreicht. Eine weitere Einschränkung für die Steigerung des Fasergehalts stellen hohe Kosten von leistungsfähigen Fasern dar. Die Herausforderung besteht darin, einen duktilen Beton mit einem möglichst geringen Gehalt an Kurzfasern herzustellen.

Eine deutliche Steigerung der Duktilität des Werkstoffs Beton wirkt sich sehr positiv auf die Tragfähigkeit der Konstruktion bei statischer Beanspruchung aus. Als wesentliche Mechanismen sind hier Kräfteumlagerung und

Die ersten Arbeiten zum Thema hochduktiler Beton mit einem relativ geringen Gehalt an kurzen Kunststofffasern wurden von LI [1] veröffentlicht, der diese neue Werkstoffgruppe als Engineered Cementitious Composites

Einführung

lisierung des Versagens ein: Ein Makroriss öffnet sich und bildet durchgehende Bruchflächen. Bei einem konventionellen Faserbeton tritt diese Lokalisierung, begleitet von einer ausgeprägten Entfestigung, gleich nach der Bildung des Erstrisses ein (Bild 1).

Bild 1

Typische Spannungs-Dehnungsbeziehung von konventionellem Faserbeton und hochduktilem Beton sowie Rissbilder von hochduktilem Beton Typical stress-strain diagram of a conventional FRC and SHCC plus crack pattern for SHCC

(ECC) bezeichnete. Es folgten eigenständige Materialentwicklungen in einer Reihe von Industrienationen weltweit. International hat sich in den letzten Jahren der Begriff Strain-Hardening Cement-based Composites (SHCC) etabliert [2]. Da sich diese Bezeichnung nur sehr umständlich ins Deutsche übersetzen lässt, wird hier der einfachere, im deutschsprachigen Raum inzwischen geläufige Name „Hochduktiler Beton“ verwendet [3]. Im vorliegenden Aufsatz wird ein Überblick über die Konzeption, charakteristische Eigenschaften und erste Anwendungen dieses neuen Werkstoffs gegeben. Die Grundlage bilden dabei die vom Autor an der TU Dresden durchgeführten Arbeiten der letzten Jahre.

2 2.1

Werkstoffentwicklung Baustoffliche Grundlagen

Eine rein empirische Vorgehensweise ist bei der Entwicklung hochduktiler Betone – aufgrund der großen Anzahl relevanter Variationsparameter – nicht zielführend. Vielmehr wird eine durchgehende Modellierung des Werkstoffs von der Makroebene über die Meso- bis zur Mikroebene benötigt [1, 4]. Auf der Makroebene werden Werkstoffe als homogen angesehen. Auf dieser Ebene, auf der Ingenieure üblicherweise arbeiten, kann Beton als duktil bezeichnet werden, wenn sich nach Bildung des ersten Risses keine Entfestigung einstellt, sondern eine Zunahme der Verformung bei gleichbleibender oder zunehmender Spannung erfolgt, Bild 1. Nimmt die Spannung zu, wird das Materialverhalten als „dehnungsverfestigend“ (engl.: Strain Hardening) bezeichnet. Hierzu müssen die Fasern in der Erstrissebene die einwirkende Spannung σ1 vollständig übernehmen und eine weitere Steigerung der Beanspruchung ermöglichen. Mit steigender Spannung entsteht dann der zweite Riss an der zweitschwächsten Stelle der Matrix, nachfolgend der dritte Riss etc. Diese multiple Rissbildung setzt sich fort, bis die rissüberbrückende Wirkung der Fasern in einer der Rissebenen erschöpft ist. Die Zugfestigkeit ft des Betons ist erreicht. Damit tritt eine Loka-

Die Erstrissspannung σ1 wird maßgeblich durch die Zugfestigkeit der Betonmatrix σmu bestimmt. Fein dispergierte Fasern, insbesondere Mikrofasern, können jedoch bereits vor der Bildung des Erstrisses einen Beitrag zur Kraftübertragung leisten. Die Zugfestigkeit ft des Betons hängt dagegen maßgeblich von der Wirkung der Fasern ab, sie wird durch die Rissebene mit der geringsten rissüberbrückenden Wirkung bestimmt [4]. Um rissüberbrückende Mechanismen wirkungsvoll zu aktivieren, müssen die Fasern einen hinreichend hohen E-Modul und eine hohe Zugfestigkeit aufweisen. Der Durchmesser und die Länge der Fasern müssen den Größenverhältnissen der Strukturebene angepasst sein, auf der die Rissüberbrückung stattfinden soll. Dabei kann eine aktive Rissüberbrückung nur dann erfolgen, wenn ein hinreichend starker Verbund zwischen Matrix und Fasern vorhanden ist. Neben dem physikalischen Reibungsverbund spielt dabei eine chemische Anbindung der Fasern an die mineralischen Gefügebestandteile eine wichtige Rolle. Auf der Mesoebene (Betrachtung der einzelnen Rissebenen) bildet ein stabiles Wachstum jedes einzelnen Risses die Voraussetzung für die Duktilität des Verbundwerkstoffs. Dazu sind die Wirkung der Fasern und die Zugfestigkeit bzw. Bruchzähigkeit der Matrix aufeinander abzustimmen. Eine geringe Festigkeit der Matrix ist für die stabile Rissausbreitung von Vorteil, zu geringe Festigkeitswerte jedoch bewirken eine zu frühe Erstrissbildung. Für das stabile Risswachstum auf der Mesoebene und damit ein duktiles Materialverhalten ist eine Aktivierung einer hohen Anzahl von den Riss kreuzenden Einzelfasern erforderlich. Bei Zugbelastung findet – beginnend von der Rissebene in der Matrix – zunächst eine partielle Ablösung der Fasermantelfläche von der Matrix statt [5, 6]. Der abgelöste Abschnitt der Faser erfährt eine Zugdehnung, deren Betrag von der Länge dieses Abschnitts und der durch den Faserschlupf in der Interphase aktivierten Scherspannungen abhängt und die sich in einer zunehmenden Rissöffnung manifestiert. Eine Steigerung der durch die Fasern übertragbaren Zugkraft ist in diesem Stadium möglich, was letztendlich zur Bildung neuer Risse und zu einer Dehnungsverfestigung auf Makroebene führt. Mit zunehmender Beanspruchung der Faser bewegt sich die Prozesszone, in der die Faserablösung stattfindet, immer weiter zum eingebetteten Ende der Faser hin, bis die gesamte Mantelfläche der Faser abgelöst ist. Die abgelöste Faserlänge kann nun nicht mehr zunehmen und es beginnt der ganzheitliche Faserauszug, in dessen Verlauf die über die Interphase im Verbund zur Matrix stehende Faserlänge kontinuierlich abnimmt. Verlieren viele der Fasern in einem Riss ihre Verankerung in der Matrix und werden ausgezogen, Beton- und Stahlbetonbau 110 (2015), Heft 1

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V. Mechtcherine: Hochduktiler Beton mit Kurzfaserbewehrung Tab. 1

Bild 2

Herstellung einer Platte aus stahlbewehrtem hochduktilem Beton; oben rechts: Ergebnis einer Setzfließmaßprüfung Producing a slab of reinforced SHCC; in the upper right corner: result of a slump flow test

kommt es in diesem betroffenen Riss zur Lokalisierung des Versagens. Makroskopisch manifestiert sich dies in der Öffnung eines Makrorisses und im Entfestigungsverhalten. Die Optimierung der Einbindung der Faser in die Matrix wird dadurch erschwert, dass neben Faserablösung und -auszug eine Reihe weiterer Phänomene wie z. B. Verkanten von Fasern an den Rissufern oder Ausbruch der Matrix zu berücksichtigen sind. Die Kontrolle der Bruchenergie und der Schubfestigkeit des Verbunds erfolgt durch eine gezielte Wahl der Fasergeometrie (vor allem des L/d-Verhältnisses) und der Faserart (Beschaffenheit der Faseroberfläche, Fasermaterial) sowie durch die Mikrostruktur der Matrix.

2.2

Zusammensetzung und Verarbeitung

Zusammensetzung hochduktiler Betone (Beispiele) Compositions for strain-hardening cement-based composites (examples)

Beton Zement

FA SF

320

1533

Quarzsand

Wasser

Faser

750 535 (FA)

335

16,1

3,2 29,3 (PVA)

307 153 (SF)

295

22,5

–

20,0 (HDPE)

festem hochduktilem Beton (hier Kurzbezeichnung NF) besteht der Binder aus einer Kombination aus Portlandzement CEM I 42,5 R und Flugasche (FA). Als Gesteinskörnung fand bei dieser Mischung NF Quarzsand der Körnung 0,06–0,20 mm Verwendung. Des Weiteren wurden 2,25 Vol.-% PVA-Fasern mit einer Länge von 12 mm und einem Durchmesser von 40 μm zugegeben [7]. Zur Einstellung der rheologischen Eigenschaften wurden der Mischung Fließmittel (FM) und Stabilisierer (ST) zugesetzt. Das Bindemittel in der hochfesten Mischung (HF) besteht aus Portlandzement CEM I 52,5 R-HS und Silikastaub (SF). Neben dem Quarzsand 0,06/0,20 wurden 2 Vol.-% HDPE-Fasern mit einer Länge von 12 mm und einem Durchmesser von 20 μm eingesetzt [8]. Grundsätzlich ist es möglich, hochduktilen Beton mit allen gängigen Mischertypen herzustellen. Vorteilhaft ist jedoch die Verwendung von Hochleistungszwangsmischern mit verstellbarer Mischintensität/-geschwindigkeit. Während der Faserzugabe soll zunächst eine geringere Mischintensität eingestellt werden; anschließend ist die Drehgeschwindigkeit um das ca. Zweifache zu steigern, um die Dispersion der Fasern zu fördern. Zur Gewährleistung einer gleichmäßigen Faserverteilung sind hochduktile Betone grundsätzlich in einer fließfähigen Konsistenz herzustellen. Eine Ausnahme bilden Betone, die durch besondere Verfahren verarbeitet werden (Beispiel: die Herstellung von Bauelementen durch Extrudieren). Es wurde gezeigt, dass auch die Herstellung eines hochduktilen Betons als selbstverdichtender Beton möglich ist. Das Betonieren von Bauteilen oder Prüfkörpern mit duktilem Beton soll möglichst „nahtlos“ erfolgen. Sind Arbeitsfugen unerlässlich, müssen in diesem Bereich ggf. besondere Maßnahmen zur Vermeidung von Schwachstellenbildung ergriffen werden. Die Verwendung von hochduktilem Beton zur Instandsetzung und Verstärkung von Bauwerken kann in vielen Fällen ein Aufbringen dieses Materials durch Spritzen erforderlich machen, vgl. auch Bild 9 in Abschn. 5.2.

Die beste Eignung zur Steigerung der Duktilität der normalfesten zementgebundenen Matrix wiesen bisher PVAFasern mit einer Länge von 8 bis 15 mm und einem Durchmesser von unter 50 μm auf. Die Einstellung der Verbundqualität erfolgt in der Regel durch Beschichtung der Faseroberflächen mit öligen Substanzen. Für hochund ultrahochfeste Matrices empfehlen sich hochmodulige Polyethylenmikrofasern (HDPE). Damit sich die Wirkung der Fasern voll entfalten kann, müssen sie sehr gleichmäßig in der Matrix verteilt sein. Dies ist durch Optimierung der rheologischen Eigenschaften der Matrix im Frischzustand und durch die geeignete Gestaltung des Mischvorgangs zu erreichen. Auch eine deutliche Reduktion des Größtkorns wirkt sich positiv auf die Gleichmäßigkeit der Faserverteilung über das Matrixvolumen aus. Positive Erfahrungen liegen für Größtkorndurchmesser von ≤ 0,3 mm vor.

Tab. 1 gibt zwei Beispiele für die Zusammensetzung von hochduktilem Beton mit normaler (37 N/mm²) und sehr hoher (140 N/mm²) Würfeldruckfestigkeit. Bei normal-

Das Verhalten von hochduktilem Beton unter Druckbeanspruchung unterscheidet sich nicht prinzipiell von dem

Beton- und Stahlbetonbau 110 (2015), Heft 1

Mechanische Eigenschaften, Verformungsund Bruchverhalten

konventioneller Faserbetone und kann daher im Allgemeinen anhand gängiger Druckprüfungen ermittelt werden. Beispielsweise betrugen die Druckfestigkeit des Betons NF im Alter von 28 Tagen 37 N/mm², der E-Modul ca. 16 000 N/mm² und die Bruchdehnung 0,67 %.

3.1

Verhalten unter einachsiger monotoner Zugbeanspruchung

Die wichtigste und entscheidende Eigenschaft hochduktiler Betone ist eine Dehnungsverfestigung unter einaxialer Zugbeanspruchung, begleitet von einer multiplen Rissbildung und hierdurch bedingten großen nichtelastischen Verformungen. Für die Erfassung des charakteristischen Verhaltens duktiler Betone unter Zugbeanspruchung erwiesen sich die Zugversuche an ungekerbten, taillierten Prüfkörpern mit unverdrehbaren Lasteinleitungsplatten als am besten geeignet. Bild 3 zeigt typische SpannungsDehnungskurven aus solchen Versuchen für die in Tab. 1 angegebenen Betonzusammensetzungen. Nach der Erstrissbildung auf dem Niveau der Zugfestigkeit eines herkömmlichen normalfesten Betons erfolgt eine Verfestigung des Werkstoffs. Die leichten Sprünge der Kurven markieren die Bildung von neuen, mehr oder minder parallel zueinander verlaufenden Rissen. Das Foto in Bild 3 zeigt ein typisches Rissbild kurz vor dem Erreichen der Bruchdehnung.

3.2

Verhalten unter zyklischer Zugbeanspruchung

Das Ermüdungsverhalten von hochduktilem Beton sowie sein Verhalten unter Dauerlast sind noch nicht hinreichend untersucht. JUN und MECHTCHERINE [7, 9] führten eine Reihe verformungsund lastgesteuerter zyklischer Versuche durch. Die unter verformungsgesteuerter zyklischer Belastung ermittelte Zugfestigkeit war etwas kleiner als der entsprechende Wert aus den Versuchen mit monotoner Belastung. Bei Anwendung einer relativ geringen Anzahl von Lastzyklen (wenige Dutzend) unterschied sich die Bruchdehnung bei zyklischer Beanspruchung nicht von der bei monotoner Belastung, Bild 4. Die Analyse von Hystereseschleifen der Spannungs-Dehnungskurven der zyklischen Versuche und der kurzzeitigen Ent- und Belastungen während der Dauerstandsversuche ergab eine deutliche Abnahme der Steifigkeit des Werkstoffs mit zunehmender Lastzyklenanzahl bzw. Belastungsdauer und demzufolge mit zunehmender Dehnung. Die mittlere Anzahl der Lastzyklen in den kraftgesteuerten Versuchen war zwar etwas größer (ca. 2 000) als bei den verformungsgesteuerten Versuchen, es konnte aber auch hier kein Unterschied zur Bruchdehnung unter monotoner Belastung festgestellt werden. Die definierten Oberspannungen in den kraftgesteuerten Zugversuchen lagen deutlich unter der Zugfestigkeit des Materials. In den laufenden Untersuchungen an der TU Dresden wird das Verhalten von hochduktilem Beton unter hochzyklischer Wechselbeanspruchung Zug-Druck untersucht. Die

Bild 3

Typische Spannungs-Dehnungsbeziehung von normalfestem und hochfestem hochduktilem Beton unter Zugbeanspruchung sowie charakteristisches Rissbild von hochduktilem Beton beim Erreichen der Bruchdehnung Typical stress-strain curves for normal-strength and high-strength SHCC subject to tensile loading as well as characteristic crack pattern of SHCC at reaching its strain capacity

Bild 4

Repräsentative Spannungs-Dehnungskurven aus verformungsgesteuerten zyklischen und monotonen Zugversuchen [7] Representative stress-strain curves obtained from deformationcontrolled cyclic and monotonic tensile tests [7]

ersten Ergebnisse zeigten, dass mit zunehmender Lastzahl sowohl die Zugfestigkeit als auch die Bruchdehnung deutlich abnahmen [10]. Außerdem konnte eine Verringerung der Rissanzahl beobachtet werden. Als Ursache dafür wurde die Schädigung der Fasern und der Kontaktzone im Rissbereich identifiziert.

3.3

Verhalten unter stoßartiger Beanspruchung

Die Ausbildung zahlreicher neuer Rissoberflächen sowie der partielle Auszug rissüberbrückender Fasern führen zu einer sehr hohen Energiedissipation bei statischer Zugbeanspruchung im Vergleich zu anderen mineralischen Baustoffen. Wie sich eine zunehmende Belastungsgeschwindigkeit auf die bei statischer Belastung nachgewiesenen positiven Eigenschaften (hohe Bruchdehnung, feine Rissverteilung, hohe Bruchenergie) von SHCC auswirkt, ist bislang nur wenig erforscht. Vereinzelte experimentelle Arbeiten sind für Verzerrungsraten bis 2 · 10–1 s–1 zu finden [11, 12]. Mehrheitlich wurden bei solcher niederdynamischer Beanspruchung eine Zunahme der Zugfestigkeit und Abnahme der Bruchdehnung im Vergleich zu quasistatischer Belastung festgestellt. Beton- und Stahlbetonbau 110 (2015), Heft 1

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auf 20 J beobachtet, Bild 5. Es konnte jedoch keine verteilte, multiple Makro-Rissbildung festgestellt werden. Zur Erklärung dieses unerwarteten Materialverhaltens wurden die Bruchflächen der Proben einer visuellen Inspektion unterzogen und die Oberflächen von ausgezogenen Fasern mikroskopisch untersucht. Bei geringen Verzerrungsraten ist nur ein partieller Faserauszug festzustellen, ab einer Auszuglänge von ca. 0,3 mm hat zumeist Faserbruch stattgefunden. Die Mantelflächen der Filamente zeigen nur geringfügige plastische Deformationen und sind gegenüber dem unbelasteten Ausgangszustand kaum verändert. Bei hohen Verzerrungsraten ist dagegen ein fast vollständiger Auszug aller rissüberbrückenden Fasern festzustellen, Faserbruch ist nur in sehr untergeordnetem Maße vorhanden. Die Oberflächen der Fasern zeigen hier deutliche plastische Deformationen, der mittlere Faserdurchmesser ist gegenüber dem Ausgangszustand (40 μm) durch Streckung des Fasermaterials auf ca. 35 μm verringert.

Bild 5

Entwicklung der Zugfestigkeit, Bruchenergie und Bruchdehnung eines SHCC mit PVA-Fasern bei zunehmender Belastungsgeschwindigkeit sowie schematische Angabe des Rissbildes [13] Development of the tensile strength, work-to-fracture and strain capacity, plus schematic view of crack pattern [13]

Die eigenen Arbeiten in diesem Verzerrungsratenbereich bestätigten im Wesentlichen diese Erkenntnis [13, 14], Bild 5. Mit zunehmender Dehnrate (von 10–5 s–1 auf 10–2 s–1) stieg die Zugfestigkeit von 4,5 MPa auf 5,5 MPa an. Die Bruchdehnung nahm von 1,5 % auf 0,8 % ab, und die Bruchenergie reduzierte sich von 8,0 J auf 5,3 J. Bei der geringsten Dehnrate von 10–5 s–1 war ein duktiles, dehnungsverfestigendes Verhalten mit ausgeprägter multipler Rissbildung festzustellen. Bei einer Dehnrate von 10–2 s–1 waren die Duktilität und die Anzahl der Risse deutlich geringer. Zusätzlich wurden die Zugversuche mit der Hochgeschwindigkeits-Prüfmaschine bei Dehnraten von 10 s–1 bis 50 s–1 durchgeführt. Hierbei ergab sich hinsichtlich der Zugfestigkeit weiterhin eine steigende Tendenz [13]. Mit Werten bis zu 12 MPa war der Anstieg der Zugfestigkeit sehr deutlich ausgeprägt. Unerwarteterweise wurde bei diesen Dehnraten aber auch eine ausgeprägte Zunahme der Bruchdehnung auf 1,8 % und der Bruchenergie 54

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Hinsichtlich der Prüfung des Materialverhaltens bei hochdynamischer Beanspruchung liegen erste Ergebnisse aus Spallationsexperimenten vor [15]. In den Versuchen wurden ungekerbte und gekerbte Zylinder aus SHCC mit PVA-Fasern in einem Split-HOPKINSON-Bar mit Verzerrungsraten > 140 s–1 belastet und die Ergebnisse Resultaten aus quasi-statischen, zentrischen Zugversuchen gegenübergestellt. Beim Übergang von quasi-statischer zu hochdynamischer Belastung wurde eine Steigerung der Zugfestigkeit des Komposites um den Faktor 6,7 festgestellt. Die spezifische Bruchenergie nahm um den Faktor 2,4 zu. Im Hinblick auf die Rissbildung und Faserauszugverhalten zeigten sich ähnliche Tendenzen wie in [13].

3.4

Stoffgesetz für das Verhalten unter Zugbeanspruchung

Im Gegensatz zum herkömmlichen Beton müssen bei hochduktilem Beton zur effektiven Ausnutzung des Werkstoffs die Spannungsaufnahme und Verformungskapazität unter Zugbelastung bei der Bemessung und Schnittgrößenermittlung unmittelbar berücksichtigt werden. Für die „gewöhnliche“ Bemessung bzw. für die Analyse des Einflusses der Beanspruchbarkeit des Werkstoffs unter Zug auf das mechanische Verhalten der Konstruktion reicht die Materialbeschreibung als elastisch-plastisch aus (Bild 6). Die Kennwerte σt,zul und εt,zul sind unter Verwendung von Abminderungsfaktoren aus den Messwerten der Erstrissspannung σ1 bzw. ft und der Bruchdehnung εtu abzuleiten. Für die Schnittgrößenermittlung bzw. eine Analyse des Festigkeits- und Verformungsverhaltens der Konstruktion ist, auch unter der Prämisse der Vereinfachung, eine möglichst präzise Wiedergabe des charakteristischen Materialverhaltens anzustreben. Dieser Forderung wird hier durch die Wahl einer bilinearen Spannungs-Dehnungskurve, bestehend aus zwei ansteigenden Geradenab-

Zuschärfung der Daten für maßgebliche Einflussparameter herbeiführen.

Anwendungen

Die Anwendungen von hochduktilem Beton sind aufgrund der Neuheit dieses Werkstoffs noch rar. Die im Folgenden dargestellten Beispiele sollen jedoch einige wichtige Einsatzgebiete bzw. auch das mögliche Anwendungsspektrum aufzeigen. Bild 6

Stoffgesetz für das Betonverhalten unter einaxialer Zugbeanspruchung Constitutive relations for SHCC under tensile loading

schnitten, Rechnung getragen. Vier Werkstoffparameter sind relevant: der E-Modul E0, die Erstrissspannung σ1, die Zugfestigkeit ft und die Bruchdehnung εtu.

Dauerhaftigkeit

Das große Thema Dauerhaftigkeit kann hier nur kurz angeschnitten werden. Der Sachstandbericht des RILEMKomitees 208-HSC [16] liefert eine deutlich umfassendere und detailliertere Darstellung des Sachstands. Des Weiteren ist auf die Artikel [17] und [18] hinzuweisen. Insbesondere ist hier die positive Wirkung der geringeren Rissbreiten in hochduktilem Beton im Vergleich zu herkömmlichem Beton hervorzuheben, die zur Reduktion des Eindringens von korrosiven Medien und damit zur Verbesserung der Dauerhaftigkeit der Beton- und Stahlbetonbauwerke führt. Hinzu kommt, dass die feinen Risse ein ausgesprochenes Selbstheilungsvermögen aufweisen. Die erfolgreiche Anwendung jedes neuen Baustoffs, und dies bezieht sich in vollem Maße auch auf hochduktilen Beton, ist jedoch erst dann gesichert, wenn ein gut begründetes Dauerhaftigkeitskonzept vorliegt, welches eine hohe Ausnutzung des Materialwiderstands ermöglicht und gleichzeitig die Schadensgefahr gering hält. Geringe Erfahrung mit einem neuen Baustoff und eine meist sehr eingeschränkte Datenbasis erfordern neue Herangehensweisen bei der Vorhersage der Dauerhaftigkeit. Der deterministische Ansatz wie in der aktuellen Betonnorm ist hier nicht zielführend. Da für den neuen Baustoff keine ausreichenden Daten zur Aufstellung von rein probabilistischen Nachweiskonzepten vorliegen, muss der probabilistische Ansatz mit erweiterten Unschärfemodellen kombiniert werden [19]. Ein solches Dauerhaftigkeitskonzept ermöglicht unter anderem auch die Einbindung von Expertenwissen, welches sich nicht in Zahlen fassen lässt. Auf der Grundlage von nur wenigen Daten gelingt die Vorhersage einer Bandbreite möglicher Lebensdauern eines Bauwerks. Dies wurde exemplarisch bereits für chloridbeaufschlagte stahlbewehrte Bauteile aus hochduktilem Beton demonstriert [20, 21]. Außerdem ermöglichen fuzzy-probabilistische Analysen eine gezielte Planung von experimentellen Untersuchungen, die eine

5.1

Ingenieurbau

Die Verwendung hochduktiler Betone führt zu einer deutlich höheren Tragfähigkeit und Sicherheit von Betonbauwerken, insbesondere bei stoßartiger Belastung. In hoch beanspruchten Bereichen von Stahlbetonkonstruktionen könnten Bauelemente aus hochduktilem Beton für ein hohes Verformungsvermögen bzw. eine hohe Energieabsorption sorgen. Diese Idee wurde vor kurzem in Japan an zwei Stahlbetonhochbauten in Tokio und Yokohama umgesetzt, Bild 7. Die Kupplungselemente aus mit Stabstahl bewehrtem hochduktilem Beton werden zwischen schubsteifen Wandelementen angeordnet und wirken im Falle eines Erdbebens als Energieabsorber [22]. An der TU Dresden werden im laufenden Forschungsvorhaben stahlbewehrte Bauteile aus hochduktilem Beton für fugenlose Konstruktionen im Brückenbau untersucht [23]. Durch den Einsatz des neuen Werkstoffs im Bereich von Fahrbahnübergängen können seine besonderen Materialeigenschaften für eine effiziente und dauerhafte Bauweise genutzt werden. Hierzu wurden Zugversuche an großformatigen Betonscheiben mit unterschiedlichen Bewehrungskonfigurationen geprüft. Damit konnte sowohl der Einfluss der Fasern auf das Gesamttragverhalten als auch der Einfluss der Bewehrung auf die Rissbildung in hochduktilem Beton analysiert werden.

5.2

Instandsetzung von Bauwerken

Außerdem ist der Einsatz hochduktiler Betone für die Instandsetzung bzw. Verstärkung von Bauwerken vielversprechend. Bild 8 zeigt, dass sich die im Altbeton vorliegenden Risse nicht – wie im Falle eines konventionellen Reparaturmörtels – fast ungehindert in die Reparaturschicht fortpflanzen, sondern diese groben Risse werden durch hochduktilen Beton in eine große Anzahl sehr feiner, unschädlicher und sich bei hinreichendem Feuchteangebot komplett selbstheilender Risse aufgeteilt. Das an der TU Dresden entwickelte Material wurde im Sommer 2011 erfolgreich für die Ertüchtigung eines Teils des Oberbeckens des Pumpspeicherkraftwerks Hohenwarte II in Thüringen eingesetzt. Es ging in diesem Projekt darum, die Dichtheit der Betonwände dauerhaft wiederherzustellen, was durch die Reprofilierung der abgeBeton- und Stahlbetonbau 110 (2015), Heft 1

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Bild 9

Bild 7

Hochhaus in Tokio mit Kupplungselementen (Pfeile) aus hochduktilem Beton Tall building in Tokyo with damping joints (arrows) made of SHCC

Sanierung der Betonwand eines Wasserspeicherkraftwerks mit hochduktilem Spritzbeton Repair of a concrete wall of a pumped storage power plant using highly ductile shotcrete

standgesetzt. Seit dem Ende der Reparaturmaßnahmen im April 2003 wird die Stützmauer kontinuierlich beobachtet. Nach 24 Monaten wurden in der Reparaturschicht Rissbreiten von 100 μm gemessen, während die Risse in einer mit einem konventionellen Reparaturmörtel instandgesetzten Referenzfläche 0,2 mm bzw. 0,3 mm breit waren [22]. Weitere gute Erfahrungen wurden in Japan bei der Sanierung von Aquädukten gesammelt [22]. In den USA wurden zwei Brückendecken mit hochduktilem Beton erfolgreich instand gesetzt.

Bild 8

Rissentwicklung in einer Reparaturschicht aus herkömmlichem Mörtel (links) und aus hochduktilem Beton (rechts) Crack formation in a repair layer made of conventional mortar (left) and highly ductile concrete (right)

witterten Betonoberfläche und die damit einhergehende Schließung der Risse und undichten Fugen erzielt wurde. Der hochduktile Beton wurde – je nach Untergrundunebenheit – in einer Dicke von eins bis fünf Zentimeter durch Nassspritzverfahren aufgebracht, Bild 9. Das Verhalten des neuen Reparatursystems wird in den nächsten Jahren intensiv beobachtet. In Gifu (Japan) wurde eine durch AKR geschädigte Betonstützwand (18 m lang und 5 m hoch) mit einer 50–70 mm starken Schicht aus hochduktilem Beton in-

In einigen Fällen könnte die Verstärkung von Stahlbetonbauteilen durch hochduktilen Beton eine adäquate Lösung darstellen. Die statische Biegetragfähigkeit der verstärkten Balken oder Platten kann dann durch die Berücksichtigung der gerissenen Verstärkungsschicht gemäß Bild 10 abgeschätzt werden. In jedem Fall erscheint der Einsatz von hochduktilem Beton zur Verstärkung von Bauteilen sinnvoll, die im Hinblick auf energiereiche, stoßartige Beanspruchungen wie z. B. Erdbeben, Anprall oder Beschuss zu ertüchtigen sind. Derzeit wird am Institut für Baustoffe der TU Dresden ein hochduktiler Spritzbeton als Verstärkungsmaterial für Mauerwerk entwickelt und erprobt. Die ersten Ergebnisse aus Schubversuchen an Mauerwerkelementen zeigen eine sehr deutliche Zunahme der Schubfestigkeit, des Verformungsvermögens und der Bruchenergie als Folge der Verstärkung mit einer 10 mm dicken Schicht aus hochduktilem Beton [24].

Bild 10 Innere Kräfte und Dehnungen im Querschnitt eines Stahlbetonbalkens oder einer Stahlbetonplatte verstärkt durch eine Schicht aus hochduktilem Beton Internal forces and strains in the cross-section of a RC beam or slab strengthened by a layer of steel-reinforced SHCC

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5.3

Betonfertigteile

Ein weiteres mögliches Anwendungsgebiet ist die Herstellung von dünnwandigen Bauteilen (Fassadenelemente, Rohre, integrierte Schalungen etc.), bei denen eine konventionelle Bewehrung wenig wirksam und gegen Korrosion nicht hinreichend geschützt ist.

Zusammenfassung

Die Duktilität des Betons hat einen ausgeprägten positiven Einfluss auf die Trag- und Gebrauchsfähigkeit von Betonkonstruktionen sowohl bei statischer als auch bei dynamischer Beanspruchung. Auf der Basis mehrskaliger Modellierungsansätze können hochduktile Betone gezielt entwickelt und optimiert werden. Diese weisen bei einem Kunststofffasergehalt von ca. 2 Vol.-% unter Zugbeanspruchung ein ausgeprägtes Verfestigungsverhalten und eine Bruchdehnung von ca. 2 bis 7 % auf. Das Verhalten von hochduktilem Beton unter Druckbeanspruchung unterscheidet sich nicht prinzipiell von dem konventioneller Faserbetone und kann daher im Allgemeinen anhand gängiger Druckprüfungen ermittelt werden. Für die Erfassung des charakteristischen Verhaltens hochduktiler Betone unter Zugbeanspruchung erwiesen sich die Zugversuche an ungekerbten, taillierten Prüfkörpern mit unverdrehbaren Lasteinleitungsplatten als am besten geeignet. Für die Bemessung und Schnittgrößenermittlung kann das Materialverhalten unter monotoner Belastung mit bilinearen stoffgesetzlichen Beziehungen beschrieben werden.

Erste Ergebnisse zum hochzyklischen Ermüdungsverhalten von hochduktilem Beton zeigten, dass, insbesondere im Regime der Wechselbeanspruchung, seine Zugfestigkeit und Bruchdehnung im Vergleich zu der statischen, monotonen Belastung reduziert werden. Mit steigender Verzerrungsrate nimmt die Bruchenergie und die Bruchdehnung von hochduktilem Beton bei Dehnungsraten < 1 s–1 ab, während die Zugfestigkeit zunimmt. Das Versagen wird spröder. Bei höheren, hochdynamischen Belastungen nehmen die Bruchenergie und die Bruchdehnung wieder deutlich zu. Eine besonders starke Zunahme ist aber für die Zugfestigkeit zu verzeichnen. Die Dauerhaftigkeit hochduktiler Betone bzw. der Schutz der Stahlbewehrung durch hochduktilen Beton werden maßgeblich durch die spezifische multiple Rissbildung mit kleinen Rissbreiten beeinflusst. Hochduktiler Beton weist einen deutlich höheren Widerstand gegenüber dem Eindringen korrosiver Medien auf als gerissener herkömmlicher Beton. Die adäquaten Konzepte zur Dauerhaftigkeitsbemessung von Bauteilen aus hochduktilem Beton sind noch zu entwickeln. Die genannten Anwendungsbeispiele demonstrieren das große Potenzial hochduktilen Betons. Aufgrund des vorteilhaften, leicht beschreibbaren Spannungs-Dehnungsverhaltens könnte die Verwendung dieser Betonart sowohl den Neubau als auch die Instandsetzung von Betonbauwerken in speziellen Anwendungsgebieten revolutionieren.

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Honolulu, 2005, RILEM Publications S.A.R.L., PRO 49 (2006) 17–26. MECHTCHERINE, V.; SILVA, F. A.; BUTLER, M.; ZHU, D.; MOBASHER, B.; GAO, S.-L.; MÄDER, E.: Behaviour of strainhardening cement-based composites under high strain rates. Journal of Advanced Concrete Technology 9 (2011) 51–62. MECHTCHERINE, V.; SILVA, F.; MÜLLER, S.; JUN, P.; TOLEDO F ILHO, R. D.: Coupled strain rate and temperature effects on the tensile behavior of strain-hardening cement-based composites (SHCC) with PVA fibers. Cement and Concrete Research 42 (2012) 1417–1427. MECHTCHERINE, V.; MILLON, O.; BUTLER, M.; THOMA, K.: Mechanical behaviour of strain-hardening cement-based composites under impact loading. Cement and Concrete Composites 33 (2011) 1–11. VAN ZIJL, G. P. A. G.; WITTMANN, F. H. (eds.): Durability of Strain-Hardening Fibre-Reinforced Cement-Based Composites. RILEM State-of-the-Art Report 4, Springer Verlag 2010. VAN ZIJL, G. P. A. G.; WITTMANN, W. H.; OH, B. H.; K ABELE, P.; TOLEDO F ILHO, R. D.; FAIRBAIRN, E. M. R.; SLOWIK, V.; OGAWA, A.; HOSHIRO, H.; MECHTCHERINE, V.; ALTMANN, F.; LEPECH, M. D.: Durability of strain-hardening cement-based composites (SHCC). Materials and Structures 45 (2012) 1447–1463. MECHTCHERINE, V.: Towards a durability framework for structural elements and structures made of or strengthened with high-performance fibre-reinforced composites. Construction and Building Materials 31 (2012) 94–104. ALTMANN, M.; MECHTCHERINE, V.: Durability design strategies for new cementitious materials. Cement and Concrete Research 54 (2013) 114–125. ALTMANN, F.; SICKERT, J.-U.; MECHTCHERINE, V.; K ALISKE, M.: A fuzzy-probabilistic durability concept for strain-hard-

Beton- und Stahlbetonbau 110 (2015), Heft 1

[21]

[22]

[23]

[24]

ening cement-based composites (SHCCs) exposed to chlorides: Part 1: Concept development. Cement and Concrete Composites 34 (2012) 754–762. ALTMANN, F.; SICKERT, J.-U.; MECHTCHERINE, V.; K ALISKE, M.: A fuzzy-probabilistic durability concept for strain-hardening cement-based composites (SHCC) exposed to chlorides: Part 2 – Application example. Cement and Concrete Composites 34 (2012) 763–770. ROKUGO, H.: Applications of Strain Hardening Cementitious Composites with multiple cracks in Japan. In: Hochduktile Betone mit Kurzfaserbewehrung – Entwicklung, Prüfung, Anwendung, V. Mechtcherine (Hrsg.), Stuttgart: ibidem Verlag (2005) 121–133. MÜNDECKE, E.; MECHTCHERINE, V.: Mechanical behaviour of slabs made of strain-hardening cement-based composite and steel reinforcement subject to uniaxial tensile loading. In: FRC 2014 Joint ACI-fib International Workshop, Fibre Reinforced Concrete: From Design to Structural Applications, J. P. CHARRON et al. (eds.) (2014), pp. 322–331. MECHTCHERINE, V.: Novel cement-based composites for the strengthening and repair of concrete structures. Construction and Building Materials 41 (2013) 365–373.

Autor

Prof. Dr.-Ing. Viktor Mechtcherine TU Dresden Institut für Baustoffe 01062 Dresden mechtcherine@tu-dresden.de

BERICHT

Wolf Jeromin

Mindestnutzhöhen von Stahlbetonplatten für l/250 und l/500 Herrn Univ.-Prof. Dr.-Ing. habil. Dr.-Ing. E.h. KONRAD ZILCH (i. R.) zum 70. Geburtstag gewidmet Die statische Nutzhöhe und damit die Querschnittshöhe wird bei Stahlbetonplatten durch Begrenzung der Bauteildurchbiegung bestimmt. Diese Begrenzung ist zur Vermeidung von Schäden infolge zu großen Deckendurchhangs oder in nicht tragenden Wänden erforderlich. Sie erfolgt durch geometrische Kriterien (zulässige Biegeschlankheiten) ohne direkte Berechnung. Sie sind in DIN 1045-1 [1] und Eurocode 2 [2] unterschiedlich groß angegeben und erfüllen die dort ebenfalls als Grenzwerte angegebenen Durchbiegungswerte von l/250 und l/500 nicht. Überdies werden zweiachsig gespannte Platten trotz deutlich geringerer Beanspruchung hinsichtlich der Biegeschlankheit wie einachsig gespannte behandelt. Um diese Differenzen aufzuheben, werden für die Durchbiegungswerte von l/250 und l/500 ein Lösungsweg, Gleichungen für die Nutzhöhe und Diagramme vorgestellt, die für ein- und zweiachsige Tragwirkung für starre und elastische Linienlagerung sowie Punktstützung gelten.

Minimum useful heights of reinforced concrete for l/250 and l/500 The static useful height and hence the cross-sectional height of reinforced concrete slabs is determined by limiting the component sag. This restriction is necessary in order to prevent damage due to excessive sagging of the floor or in non-constructional walls. It is based on geometrical criteria (permitted flexural slenderness values) without direct calculation. The values stated in DIN 1045-1 [1] and Eurocode 2 [2] are of different magnitudes and do not comply with the limit values of l/250 and l/500 which are likewise stipulated there for the sag. Moreover, despite their distinctly lower stress and strain, slabs with biaxial stress are treated in the same way as slabs with uniaxial stress where flexural slenderness is concerned. To eliminate these differences, a suitable solution is presented for a sag of l/250 and l/500, with equations for useful heights and diagrams which are valid for both rigid and elastic linear support as well as point support in uniaxial and biaxial structural conditions.

den Plattendicken verschiedener Stützweiten mit Einheitsbelastung, linear elastische Schnittkraftermittlung im Grenzzustand der Tragfähigkeit (GZT) und anschließende Durchbiegungsermittlung im Grenzzustand der Ge-

Einleitung

Als Biegeschlankheit wird das Verhältnis von Stützweite zu statischer Höhe bezeichnet. Bei Einspannungen werden Ersatzstützweiten definiert. Sowohl DIN 1045-1 [1], Eurocode 2 [2], DIN 1045 [3] und DIN 1992-1-1 [4] geben Grenzwerte für zulässige Biegeschlankheiten z. T. ohne direkte Berechnung an. Entsprechend Bild 1 werden zweiachsig gespannte Platten trotz günstigeren Tragverhaltens wie einachsig gespannte behandelt, bei Einspannungen gilt der Volleinspannzustand. Auch unter Ansatz von Durchlaufsystemen sind zutreffende Nutzhöhen für l/250 und l/500 mit dieser Methode nicht erreichbar [5]. Diese bisherige Betrachtungsweise beruht auf Untersuchungen über Schäden an Stahlbetonplatten in den 60erJahren des vorigen Jahrhunderts von MAYER/RÜSCH [6]. Eine Unterscheidung in starre und elastische Linienlagerung fehlt; für Punktstützung existiert ein Hinweis. Neuere Untersuchungen von ZILCH/DONAUBAUER [7] und KRÜGER/MERTZSCH [8] bleiben bei starrer Unterstützung. Ziel des Beitrags ist deshalb, allgemein gültige Nutzhöhen für l/250 und l/500 für ein- und zweiachsige Tragwirkung bei starrer und elastischer Linienlagerung sowie Punktstützung vorzustellen. Wirklichkeitsnahes Verformungsverhalten erfordert eine Berechnung im Z II unter Einbezug von Schwinden und Kriechen (S+K). Berechnet wer-

Bild 1

Grenzwerte der zulässigen Biegeschlankheit l/d Eurocode 2 [2] sowie DIN 1045 [3] und DIN 1045-1 [1] Limits of allowable bending slenderness l/d acc. Eurocode 2 [2] as well as DIN 1045 [3] and DIN 1045-1 [1]

BERICHT REPORT

DOI: 10.1002/best.201400041

W. Jeromin: Mindestnutzhöhen von Stahlbetonplatten für l/250 und l/500

brauchsfähigkeit (GZG) unter quasi ständiger Belastung und S+K mit dem Programm MicroFe [9], dessen Grundlagen von BARTH und LUTZKANOV in [10 bis 12] erläutert sind.

2 2.1

Berechnung der Durchbiegung Grundlagen

Im GZG werden wahrscheinlich auftretende Durchbiegungen von Betonqualität, Elastizitätsmodul, Zugfestigkeit, Stahlsorte und Größe von Schwinden ebenso wie von geometrischen Bedingungen und der Belastung beeinflusst. Wie in [5] und [13] aufgezeigt, können die maßgebenden Einflussgrößen im Rahmen des Beanspruchungsniveaus im GZG für das Materialmodell von Beton und Stahl, ein- und zweiachsiges Kurz- und Langzeitverhalten, Kriechen und Schwinden, Zugfestigkeit und E-Modul vereinfacht werden.

Bild 2

Berechnungsmodell für die Überlagerung der Zustände I und II [14] Calculation model for the over-superposition of states I and II acc. [14]

Die angeführten Parameter streuen zum Teil auch innerhalb eines Bauteils erheblich. Die auftretenden Verformungen können deshalb nicht exakt, sondern im Rahmen getroffener Annahmen für Zustand II nur näherungsweise ermittelt werden. Der Umfang der untersuchten Systeme geht aus Bild 5 hervor.

2.2

κm

κII w

wI w

wII

Rechnerische Ermittlung der Verformungen Bild 3

Ausgangswerte: Stahlbeton C20/25, Betonstahl Bst 500, Betondeckung 3,0 cm Ecm = 24 900 MN/m2, Es = 200 000 MN/m2, Kriechbeiwert ϕ0 = 2,5 bei beids. Austrocknungsf., Betonalter bei Austrocknungsbeg. to = 0 Tage Betonalter bei Belastungsbeginn t = 28 Tage Betonalter bei Endzeitpunkt t⬁ = 25 500 Tage Schwindbeiwerte εcs0 = –0,5, βsc = 4, RH = 50 %

(1)

Mithilfe des Verteilungsbeiwerts ζ stellt sich eine ähnliche Momentenkrümmungsverteilung ein, wie sie ein iterativ nicht lineares Rechenverfahren hervorbringen würde Beton- und Stahlbetonbau 110 (2015), Heft 1

Zustand I

(κII _ κ I)

κm κII

Zustand II

κ Bild 4

Die Steifigkeit im Querschnitt ändert sich deutlich, wenn ein Riss vorhanden ist. Verstärkt wird die Wirkung über die Veränderung des E-Moduls durch Kriechen. Zusätzliche Krümmung entsteht durch das Schwinden. Zwischen zwei Rissen wirkt der Beton auf Zug mit (Bild 2): Direkt im Riss ist die Biegesteifigkeit M/κII zutreffend, für die mittlere Biegesteifigkeit gilt mit Bild 2: κm = ζ · κII + (1 – ζ) κI

Biegemoment, Verkrümmung und Durchbiegung eines Stahlbetonbauteils [5] Bending moment, curvature and deflection of a reinforced concrete component acc. [5]

κI

Die Berechnung beruht auf der Interpolation der Verkrümmung in maßgebenden Querschnitten unter Berücksichtigung der Rissbildung, die Verformung wird über abschnittsweise Integration über die Systemabmessungen ermittelt. Dabei ist mit Verkrümmung das Verhältnis von Moment und Biegesteifigkeit E × I(x) definiert.

κI

Interpolation der mittl. Verkrümmung [13] Interpolation of the mean curvature acc. [13]

(Bild 4). Näherungsweise wird mit ζ = 0,5 gerechnet. Die Durchbiegung l/250 ergibt sich für quasi ständige Einwirkung im Z II für ständige Lasten bei t = 0 und für alle Lasten bei t = ⬁. Die Durchbiegung l/500 ist bei gleicher Belastung der Differenzwert zwischen Anfangsverformung t = 0 und t = ⬁ für q ab Belastungszeitpunkt (28 Tage). Die zu den Durchbiegungen gehörenden Nutzhöhen werden für Stützweiten von 3,0 m bis 8,0 m ermittelt und in Diagramme übertragen.

2.3

Belastung für die Berechnung

Tab. 1

Die maßgebenden Plattenraster in der ungünstigsten Stützweitenkombination werden mit einer normierten Belastung berechnet, die sich auf Wohnhaus-, Büro- und Parkhausdecken bezieht (Tab. 1). Bild 5 zeigt die untersuchten Plattensysteme.

Nutzhöhen und Schlankheiten für Platten mit starrer Linienlagerung

Lastart [kN/m²]

Büro (B2)1 Wohnen (A2)1 Parken (F2)1 ψ2A,B = 0,32 ψ2A,B = 0,32

ψ2,F = 0,62

Eigengewicht g1

h · 25

Ausbaulast g2

1,00

1,50

1,00

Verkehrslast q

5,00*

1,50

2,5

1,20

–

Trennwandzuschl. p2 enthalten

Der Nutzhöhenverlauf wird durch sehr flache, quadratische Parabelabschnitte beschrieben:

Kombination

g1 + 1,00 + 1,50

g1 + 1,50 + 0,81

g1 + 1,00 + 1,50

Rechenlast

g1 + 2,50

g1 + 2,30

g1 + 2,50

d = a l2 + b l + c d [cm]; l = leff [m]

Belastung für die Berechnung [kN/m2] Load for calculation [kN/m2]

(2)

Die Koeffizienten a, b, c ergeben sich aus der Größe der Nutzhöhen. Im Einzelfall gehen die Parabeln in Geraden über.

1 2

3,0 [kN/m2] 1,2 [kN/m2] 0,8 [kN/m2] 5,0 [kN/m2] Verkehrslasten nach DIN 1055-3: 2006-03 [15] Tab. 1 Beiwerte ψ2 nach DIN 1055-100: 2001-03 [16] Tab.A.2

Verkehr Tab 1. B2 [12] Trennwandzuschlag für Doppelböden

LINIENLAGERUNG ν = 0 ; ν = 0,2

Einachsig gespannt

starr

Zweiachsig gespannt

elastisch

starr

- beidseitig gelenkig

elastisch

Platte 1 ly / l x = 1,0 – 0,5

- einseitig eingespannt - zweiseitig eingespannt

Platte 1– 6 l y / l x = 1, 0 l y / l x = 0,7 – 0,5

volle Einspannung S und am Durchl.syst. S, E

PUNKTLAGERUNG ν = 0

Platte 1 l y / l x = 1,0; 0,5 Platte 2 – 6 l y / l x = 1,0 l y / l x = 0,5

am Durchlaufsystem Bild 5

Untersuchte Systeme Checked systems

Beton- und Stahlbetonbau 110 (2015), Heft 1

BERICHT REPORT

W. Jeromin: Minimum useful heights of reinforced concrete for l/250 and l/500

W. Jeromin: Mindestnutzhöhen von Stahlbetonplatten für l/250 und l/500 50,0

50,0 l/500 [7] l/250 [7] l/500 l/250 leff/20 EC2 li²/150 DIN 1045-1 li/35 DIN 1045-1 l/250 [8]

45,0 40,0 35,0 30,0

40,0 35,0 30,0

25,0

20,0

15,0

10,0

Platte einachsig gespannt, gelenkig gelagert 5,0

5,0

0,0 3,0

4,0

5,0

6,0

7,0

8,0

leff [m]

Bild 6

Tafel 2: derf bei ungestaffelter Bewehrung Chart 2: Slab with unaxial stress, with articulated support, dreq with non-offset reinforcement

derf [cm]

l/500 [7] l/250 [7] l/500 l/250 leff/20 EC2 li²/150 DIN 1045-1 li/35 DIN 1045-1 l/250 [8]

45,0

0,0 3,0

Bild 8

leff [m]

6,0

7,0

8,0

Tafel 4: derf Platte 1Iy/Ix = 1,0 Chart 4: dreq for slab with biaxial stress, with articulated support

l/250 1,0 l/250 0,9 l/250 0,8 l/250 0,7 l/250 0,6 l/250 0,5 leff/20 EC2 li²/150 DIN 1045-1 li/35 DIN 1045-1

l/250 C20/25 45,0

45,0

l/250 C25/30

C20/25

l/250 C30/37

40,0

leff/20 EC2 35,0

li²/150 DIN 1045-1

C25/30

35,0

C30/37

li/35 DIN 1045-1

30,0

25,0

20,0

15,0

10,0 Platte einachsig gespannt, gelenkig gelagert

Bild 7

4,0

5,0

6,0

7,0

8,0

leff [m]

Tafel 3: derf im Vergleich für C20/25, C25/30, C30/37 (I/250) Chart 3: Comparison of dreq for C20/25, C25/30, C30/37 (l/250)

Die aus Bild 1 ermittelten Nutzhöhen sind in den Bildern 6 bis 9 mit den entsprechend Gl. (2) errechneten zum Vergleich abgedruckt. Dargestellt werden Nutzhöhenverläufe für l/250, für l/500 sind sie qualitativ gleich. In Bild 6 wird derf für die Einfeldplatte als ungünstigstem Fall gezeigt. Vergleiche mit Ergebnissen aus [7] sind möglich. In Bild 7 wird der Einfluss der Betongüte bei Einfeldplatten gezeigt; ab 5,00 m Stützweite liegen die Unterschiede im Zentimeterbereich. Die aus den Gleichungen entwickelten Diagramme zeigen, dass bei l/250 (und auch für l/500) Durchbiegungen für einachsig gespannte Platten über den Werten von Bild 1 für DIN 1045, aber deutlich unter denen von EC2 liegen. Bezugslinie für die Durchbiegungen ist der orthogonale Abstand der Auflager. In den Bildern 8 und 9 sind für zweiachsig gespannte Platten deutliche Verringerungen der Nutzhöhen gegenüber den bisher geforderten, besonders bei ly/lx < 1,0, erkennbar. Beton- und Stahlbetonbau 110 (2015), Heft 1

derf [cm]

3,0

0,9

0,5 0,6 0,7

5,0

0,0

1,0

10,0

5,0 derf [cm]

5,0

50,0

4,0

0,8

0,0 3,0

4,0

5,0

6,0

7,0

8,0

leff [m]

Bild 9

Tafel 5: derf Platte 1 Iy/Ix = 1,0 bis 0,5 für I/250 Chart 5: dreq for slab with biaxial stress, with articulated support

Nutzhöhen und Schlankheiten für Platten mit elastischer Linienlagerung

Elastische Stützung bedeutet, dass Durchbiegungen auch in der Unterstützungsebene entstehen. Damit entstehen größere Nutzhöhen infolge größerer Durchbiegungen der Platte gegenüber starrer Lagerung. Bezugslinie für die Durchbiegung ist die Diagonale. Grundsätzlich kann zur Durchbiegung von 100 % für die Plattendicke h eine solche für die Balkenhöhe h0 gefunden werden. Dieser ideale Fall ergibt für jeden Plattentyp, jede Lagerungsart, Plattenhöhe und Stützweite unterschiedliche Balkenhöhen. Einheitliche Balkenhöhen im System sind übliche Praxis und ermöglichen eine Vergleichbarkeit der Plattendicken verschiedener Lagerung. Aus Vergleichsrechnungen ergibt sich, dass eine Balkenhöhe h0 von leff/12 für l/250, leff/10 für l/500 wirklichkeitsnahe Durchbiegungen für elastische Unterstützung ergibt. Die Diagramme gleichen denen bei starrer Unterstützung, die Absolutwerte werden größer. Beispiel-

50,0

50,0 l/250 (starr)

45,0

l/250 (elastisch)

elastisch

40,0

leff/20 EC2

40,0

li²/150 DIN 1045-1 35,0

starr

35,0

li/35 DIN 1045-1

30,0

25,0

20,0

15,0

10,0

derf [cm]

30,0

derf [cm]

5,0 0,0 3,0

4,0

l/250 (starr) l/250 (elastisch) l/250 (punktförmig) leff/20 EC2 li²/150 DIN 1045-1 li/35 DIN 1045-1

45,0

5,0

6,0

7,0

8,0

punktförmig

starr

elastisch

5,0 0,0 3,0

4,0

5,0

leff [m]

6,0

7,0

8,0

leff [m]

Bild 10 Tafel 6: derf einachsig gespannt, gelenkig gelagert b/I = 1,0 für I/250 Chart 6: Comparison of rigid and elastic support

Bild 11 Tafel 7: derf Platte 1 Iy/Ix = 1,0 für I/250 Chart 7: Comparison of rigid and elastic support, as well as point support

haft sind Verläufe in den Bildern 10 und 11 eingearbeitet.

Einfeldplatten zwischen starrer und elastischer Lagerung, in Bild 11 für zweiachsig gespannte Einfeldplatten (Platte 1) für alle betrachteten Lagerungsarten dargestellt.

Nutzhöhen und Schlankheiten für Platten mit punktförmiger Stützung

Im Gegensatz zu den Lagerungsbedingungen von Abschn. 3 und 4 entfällt die Unterscheidung in ein- und zweiachsiges Tragverhalten. Berücksichtigt wird die Lastabtragung in Gurt- und Feldstreifen. An einer glatten Deckenuntersicht wird aus Gründen der Vergleichbarkeit der Nutzhöhen von Abschn. 3 und 4 festgehalten. Die notwendige Durchstanzbewehrung kann grundsätzlich durch Biegebewehrung allein in oberer Lage bis zur Zulässigkeitsgrenze entspr. [1], Gl. (107) abgeleitet werden; die zulässige Querkraft wird: vRd,max = 1,5 vRd,ct > vEd

(3)

Dies erscheint im Hinblick auf die Größe der Bewehrung im Verhältnis zur Nutzhöhe nicht sinnvoll. Es wird deshalb bei abgestufter Oberbewehrung gerechnet in Abhängigkeit von der Nutzhöhe mit ∅10/12, ∅12/10, ∅ 14/10, ∅16/10, ∅20/10, ∅25/10 und ∅ 28/10 kreuzweise angeordnet. Die gegebenenfalls erforderliche Ergänzung wird mit Dübelleisten vollzogen, wobei nicht mehr als zwei Reihen über den Rand- und nicht mehr als drei Reihen über den Innenstützen notwendig werden sollen. Damit wird eine vergleichbare Nutzhöhe im Hinblick auf Abschn. 3 und 4 erreicht. Es wird mit Dübelleisten System HDB gerechnet. Damit wird: vRd,max = 1,9 vRd,ct > vEd

(4)

Das Ergebnis für Einfeldplatten ist in Bild 11 vorgestellt. In Bild 10 ist der Unterschied bei einachsig gespannten

Schlussfolgerungen

Die vorgestellte Untersuchung zeigt, dass – Schlankheitswerte für zweiachsig gespannte Platten deutlich unterschätzt werden (Bild 6 gegenüber Bildern 8 und 9), – Nutzhöhen und Schlankheiten für starre Linienlagerung für l/250 bzw. für l/500 über denen von [1] liegen, aber unter denen von [2] und [4] bis ca. leff = 7,00 m bleiben, – Nutzhöhen und Schlankheiten für elastische Linienlagerung bei der gewählten Balkenhöhe von leff/12 für l/250 bzw. von leff/10 für l/500 in den Stützweiten des „üblichen Hochbaus“ bis ca. leff = 4,50 m als starr gelagert gelten können; bei größeren Stützweiten erhöhen sich die Plattendicken gegenüber starrer Linienlagerung (Bilder 10 und 11), – die Nutzhöhen und Schlankheiten bei Punktstützung teilweise unter den Werten von [2] liegen, – Nutzhöhen für von C20/25 abweichenden Betongüten im Prozentbereich geringer werden und durch Rekursionsformeln darstellbar sind. In [5] sind insgesamt 67 Diagramme entwickelt worden, die für ein- und zweiachsig gespannte Einfeld- und Durchlaufplatten mit starrer und elastischer Linienlagerung sowie mit Punktstützung für l/250 und l/500 bei Entwurf und Prüfung ohne direkten Nachweis für ca. 80 % bis 90 % des üblichen Hochbaus zutreffende Nutzhöhen liefern. Eine Erweiterung der Berechnungen für Kragplatten und Balken ist geplant.

Beton- und Stahlbetonbau 110 (2015), Heft 1

BERICHT REPORT

W. Jeromin: Minimum useful heights of reinforced concrete for l/250 and l/500

W. Jeromin: Mindestnutzhöhen von Stahlbetonplatten für l/250 und l/500

Literatur [1] DIN 1045-1:2008-8: Tragwerke aus Beton, Stahlbeton und Spannbeton, Teil 1: Bemessung und Konstruktion. [2] DIN EN 1992-1-1:2005-10 (D) Eurocode 2: Bemessung und Konstruktion von Stahlbeton- und Spannbetonbauwerken – Teil 1-1 Allgemeine Bemessungsregeln und Regeln für den Hochbau. Deutsche Fassung EN 1992-1-1:2004. [3] DIN 1045:1988-7: Beton- und Stahlbetonbau, Bemessung und Ausführung. [4] DIN EN 1992-1-1:2011-01: Bemessung und Konstruktion von Stahlbeton- und Spannbetonbauwerken – Teil 1-1 Allgemeine Bemessungsregeln und Regeln für den Hochbau, mit nationalem Anhang. [5] JEROMIN, W.: Verformungsanalyse von ein- und zweiachsig gespannten Mehrfeldplatten bei verschiedenen Lagerungsbedingungen. Dissertation, TU München, 2014. [6] MAYER, H.; RÜSCH, H.: Bauschäden als Folge der Durchbiegung von Stahlbeton-Bauteilen. Dt. Ausschuss für Stahlbeton, Heft 193. [7] ZILCH, K.; DONAUBAUER, U.: Rechnerische Untersuchungen der Durchbiegung von Stahlbetonplatten unter Ansatz wirklichkeitsnaher Steifigkeiten und Lagerungsbedingungen unter Berücksichtigung zeitabhängiger Verformungen, Heft 533, Dt. Ausschuss für Stahlbeton, 2006. [8] KRÜGER, W.; MERTZSCH, O.: Zum Trag- und Verformungsverhalten bewehrter Betonquerschnitte im Grenzzustand der Gebrauchstauglichkeit, Heft 533, Dt. Ausschuss für Stahlbeton, 2006. [9] mb-Programme, Software im Bauwesen: mb-software-Handbuch, Finite Elemente, Programmsystem microFe, Hameln 1995.

Beton- und Stahlbetonbau 110 (2015), Heft 1

[10] BARTH, CH.; LUTZKANOV, D.: Neue Finite Elemente für dicke und dünne Platten, Bauinformatik 6/94. [11] BARTH, CH.; LUTZKANOV, D.: Moderne Finite Elemente für Scheiben und Schalen mit Drehfreiheitsgraden. Bauinformatik 6/95. [12] BARTH, CH.: Neue Platten und Scheibenelemente. mb-news 1/98. [13] Deutscher Ausschuss für Stahlbeton: Heft 525, Erläuterungen zu DIN 1045-1, 2. überarbeitete Auflage 2010, Berlin, Beuth-Verlag. [14] KRETZ, J.: Grundlagen zu Verformungsberechnungen für überwiegend auf Biegung beanspruchte Stahlbetonquerschnitte unter Berücksichtigung des Reißens des Betons. mb-news 4/2009, mb-AEC Software GmbH. [15] DIN 1055-100: 2001-03: Einwirkungen auf Tragwerke Teil 100: Grundlagen der Tragwerksplanung, Sicherheitskonzept und Bemessungsregeln. [16] DIN 1055-3: 2006-03: Einwirkungen auf Tragwerke – Teil 3: Eigen- und Nutzlasten für Hochbauten. Autor

Dr.-Ing. Wolf Jeromin Prüfingenieur für Baustatik a. D. Friedrich-Schmidt-Straße 56 B 50933 Köln rockyj@t-online.de

BERICHT

Ulrich Finsterwalder Ingenieurbaupreis 2015 Impressionen von der Jurysitzung am 21.11.2014 Bis zum Einsendeschluss zur 14. Auslobung des Ingenieurbaupreises von Ernst & Sohn war die Anspannung groß. Ein Grund dafür war die Umbenennung in den „Ulrich Finsterwalder Ingenieurbaupreis“ und damit die Widmung des Preises an einen der bedeutendsten Bauingenieure des 21. Jahrhunderts, auf deren Resonanz wir als Verlag sehr gespannt waren. Der zweite Grund lag in der Tatsache, dass bis zum Tag des Einsendeschlusses, dem 19. September 2014, nur ein einziges Projekt vorlag. Doch an diesem Tag und mit dem Beginn der darauffolgenden Woche wurden alle Bedenken zerstreut, denn der Verlag darf sich über eine Rekordbeteiligung von insgesamt 46 eingereichten Projekten aus neun Ländern und allen Bereichen des Ingenieurbaus freuen. 45 Einreichungen erfüllten die Teilnahmebedingungen. Die Mehrzahl der eingereichten Projekte stammt aus Deutschland, Österreich und der Schweiz; hinzu kommen interessante Bauwerke, die in Belgien, Brasilien, China, Frankreich, Saudi Arabien und den USA realisiert wurden. Seit zwei Jahren dürfen auch weltweit realisierte Projekte, bei denen die Ingenieurleistungen in Deutschland, Österreich oder der Schweiz erbracht wurden, eingereicht werden. Diese Änderung der Einreichungsbedin-

gungen trägt auf beeindruckende Weise zur Darstellung der großen Vielfalt heutiger Ingenieuraufgaben bei. Unter den Einreichungen befinden sich unter anderem 18 Brücken, drei Stadien, zahlreiche Hochbauprojekte und einige interessante Sonderbauwerke. Der zwölfköpfigen Jury, welche vom Verlag Ernst & Sohn vor jeder Auslobung des Preises neu aus namhaften Vertretern aus Wissenschaft und Praxis, Behörden und Verbänden zusammengestellt wird, stand eine Mammutaufgabe bevor. Denn trotz einer Vorbesichtigung am Vortag der Jurysitzung, galt es, innerhalb nur eines Tages aus der Vielfalt des Wirkens von Bauingenieuren einen Preisträger zu küren. Die Jurysitzung zum 14. Ingenieurbaupreis fand am 21. November 2014 im Magnus-Haus der Deutschen Physikalischen Gesellschaft in Berlin statt. Das Magnus-Haus ist eine Begegnungsstätte zur Förderung der interdisziplinären Gespräche zwischen Physik und anderen technisch-wissenschaftlichen Bereichen und bot den würdigen Rahmen für die knapp 8-stündige Diskussionsrunde. Am Ende vieler, teils leidenschaftlich geführter, Diskussionen votierte die Jury einstimmig für den Preisträger,

Die Jury (v. l. n. r.): Prof. Dr. VIKTOR SIGRIST, TU Hamburg-Harburg, M.Sc. Eng. NICOLAS JANBERG, Verlag Ernst & Sohn, Dipl.-Ing. RAINER SPITZER, Doka Group Engineering & R&D, Prof. CENGIZ DICLELI, HTWG Konstanz, Prof. Dr.-Ing. habil. NORBERT GEBBEKEN, Bayrische Ingenieurekammer-Bau, Dr.-Ing. KARL-EUGEN KURRER, Verlag Ernst & Sohn, Dr.-Ing. HEIKO TRUMPF, Happold Ingenieurbüro, Prof. Dr.-Ing. HARTWIG SCHMIDT, ehem. RWTH Aachen, Prof. Dr.-Ing. STEFFEN MARX, Leibniz Universität Hannover, Dr.-Ing. KLAUS STIGLAT, Dr.-Ing. DIRK JESSE, Verlag Ernst & Sohn, Dr.-Ing. DIRK BÜHLER, Deutsches Museum München

BERICHT REPORT

DOI: 10.1002 / best.201400499

Ulrich Finsterwalder Ingenieurbaupreis 2015: Impressionen von der Jurysitzung am 21.11.2014

den Kaeng Krachan Elefantenpark im Züricher Zoo, eingereicht durch das Büro Walt + Galmarini AG aus der Schweiz. Das Bauwerk besticht sowohl architektonisch als auch ingenieurtechnisch durch seine aufgelöste Schalenkonstruktion in Brettsperrholz-Bauweise. Darüber hinaus beschloss die Jury, den Ultimate Trough Test Loop, Harper Lake, Kalifornien, die Baugruben zur Erweiterung des Rheinkraftwerks Iffezheim, die Grubentalbrücke im Zuge der Neubaustrecke Ebensfeld-Erfurt, Goldisthal im Thüringer Wald sowie die Sanierung und Instandsetzung der Saarbrücke in Mettlach mit einer Auszeichnung zu würdigen. Diese Wahl belegt die enorme Vielseitigkeit und Bandbreite des Betätigungsfeldes für Bauingenieure eindrucksvoll.

Ingenieure: Architekten: Bauherr: Ausführung:

Walt + Galmarini AG dipl. Ing. ETH SIA USIC (CH) Markus Schietsch Architekten GmbH (CH) Lorenz Eugster Landschaftsarchitektur und Städtebau GmbH (CH) Zoo Zürich AG (CH) ARGE Elefantenpark Holzbau: Implenia Schweiz AG – Holzbau (CH) und Strabag AG, Holzbau (CH)

Begründung der Jury Im Zoo Zürich sollte ein Elefantenpark gebaut werden, der durch die Konstruktion und die Landschaftsgestaltung den natürlichen Lebensraum von Elefanten nachbildet. Der durch das Ingenieurbüro Walt + Galmarini AG realisierte Elefantenpark besticht sowohl architektonisch als auch ingenieurtechnisch durch die aufgelöste Schalenkonstruktion in Brettsperrholz-Bauweise, die auch handwerklich als Nagelkonstruktion sehr anspruchsvoll ist. Die weit gespannte Schale mit ihren geometrisch unterschiedlich angeordneten Lichtöffnungen wird ingenieurtechnisch anspruchsvoll mit dem vorgespannten Ringbalken verbunden, der die Kräfte aus der Schale aufnimmt und in die Gründung leitet. Die hybride Gesamtkonstruktion ist eine große Herausforderung für die numerische Modellbildung und für die

(Foto: Walt + Galmani AG)

Die Preisverleihung des Ulrich Finsterwalder Ingenieurbaupreises 2015 wird in festlichem Rahmen am 30. Januar 2015 im Festsaal des Deutschen Museums in München stattfinden. Selbstverständlich widmet der Verlag Ernst & Sohn dem Ingenieurbaupreis auch dieses Mal wieder eine eigenständige Dokumentation, in welcher der Preisträger, die ausgezeichneten Projekte und natürlich auch alle weiteren Einreichungen vorgestellt werden. Die Dokumentation wird voraussichtlich zusammen mit dem Heft 3/2015 (März) der Bautechnik an die Abonnenten verteilt und kann alternativ auch direkt über den Verlag bezogen werden.

Preisträger – Kaeng Krachan Elefantenpark, Zoo Zürich

Beton- und Stahlbetonbau 110 (2015), Heft 1

Spiegeloberfläche gewählt, sondern Druckentlastungsschlitze in Längsrichtung eingefügt, um die Windlasten zu reduzieren. Weiterhin wurde die Fixierung der Spiegel modifiziert, um Toleranzen des Stahlbaus auszugleichen. Ein dreidimensionaler Toleranzausgleich in einer Klebefügestelle ermöglicht eine präzisere Parabolform als bisher. Dadurch wird der optische Wirkungsgrad erhöht.

nichtlineare Analyse. Das Schalendach und die Fassade stellen einen integrativen Ansatz dar, der den Anforderungen an Bauphysik, Beleuchtung und Belüftung auf hervorragende Weise gerecht wird. Die Konstruktion und die Materialien stellen einen Beitrag zur Nachhaltigkeit dar, weil sie u. a. sortenrein rückbaubar ist. Nach Meinung der Jury werden die Kriterien Konstruktion, Innovation, Interdisziplinarität, Ästhetik und Nachhaltigkeit eindrucksvoll erfüllt.

Das Projekt „Ultimate Trough Test Loop“ in Harper Lake, Kalifornien, zeigt deutlich, welch großes Aufgabenspektrum durch Bauingenieure abgedeckt wird. Die interdisziplinäre Zusammenarbeit mit anderen Ingenieurberufen war ausschlaggebend für die Erstellung einer neuen Generation von Sonnenkollektoren, bei denen aufgrund der Dimension höchste Präzision erforderlich wird.

Projektvorstellungen: Ausgezeichnete Projekte – ohne Rangfolge Auszeichnung – Ultimate Trough Test Loop, Harper Lake, Kalifornien (USA)

Auszeichnung – Baugruben zur Erweiterung des Rheinkraftwerks Iffezheim

schlaich bergermann und partner (D) schlaich bergermann und partner (D) Flabeg FE GmbH (D) Solarel Enerji Ltd. Izmir (Stahlbaufertigung) (TR), Tradewinds Construction, Las Vegas (Montage) (USA)

Ingenieure: Architekten: Bauherr:

Begründung der Jury

Ausführung:

Bei der Entwicklung einer neuen und kostengünstigeren Generation von Parabolrinnenkollektoren zur solaren Stromerzeugung nutzte das Ingenieurbüro schlaich bergermann und partner einen integralen Ansatz zur Optimierung der Gesamtkonstruktion. Die neuen Kollektoren sollten gegenüber dem aktuellen Standard 25 % kosteneffizienter sein. Durch den integralen und interdisziplinären Ansatz konnten alle Kostenfaktoren (Verkabelung, Fundamente, Montage, Betrieb, etc.) berücksichtigt werden, um das Optimum bei großen Kollektorkonzepten zu erreichen. Die horizontalen Windbelastungen gekoppelt mit den extrem geringen zulässigen Verformungen sind für den Entwurf einer geeigneten Kollektorstruktur maßgeblich. Als torsionssteife Tragstruktur wurde ein aufgelöster Kastenquerschnitt mit einer Länge von jeweils 24 m gewählt. Durch die Verwendung hochpräziser Montagevorrichtungen können trotz geringer Toleranzanforderungen an die einzelnen Stahlbauteile die hohen geometrischen Anforderungen erreicht werden. Beim Ultimate Trough Test Loop wurde erstmalig keine geschlossene

Kempfert + Partner Geotechnik (D) RMD-Consult GmbH (Vorplanung) (D) Rheinkraftwerke Iffezheim GmbH (D) (Projektabwicklung: EnBW AG (D)) ARGE RKW Iffezheim: Schleith GmbH (D) und Implenia AG (CH)

Begründung der Jury Im Zuge der Erweiterung des Rheinkraftwerks Iffezheim wurde die Herstellung von drei Baugruben erforderlich, die sich sämtlich innerhalb eines an das bestehende Kraftwerk anschließenden Inseldamms innerhalb des Rheins befinden. Aufgrund der Form der Hauptbaugrube, der asymmetrischen Belastungsrandbedingungen sowie der gegenseitigen Interaktion der Baugruben während der verschiedenen Bauphasen war eine vereinfachte Berechnung unter Verwendung von Strukturmodellen aus dem Konstruktiven Ingenieurbau nicht möglich. Grundlage der Modellierung war, dass neben den Bauteilen zusätzlich der umgebende Boden in einem dreidimensionalen Kontinuumsmodell erfasst wurde.

(Foto: schlaich, bergermann und partner)

Dieses Vorgehen des Ingenieurbüros Kempfert + Partner zeigt beispielhaft, wie das Management der Baugruben

(Foto: EnBW AG)

Ingenieure: Architekten: Bauherr: Ausführung:

BERICHT REPORT

Ulrich Finsterwalder Ingenieurbaupreis 2015: Impressionen von der Jurysitzung am 21.11.2014

Beton- und Stahlbetonbau 110 (2015), Heft 1

Ulrich Finsterwalder Ingenieurbaupreis 2015: Impressionen von der Jurysitzung am 21.11.2014

(Foto: Eiffel Deutschland Stahltechnologie GmbH)

durch die besondere Ingenieurleistung eines interdisziplinär aufgestellten Ingenieurteams getragen wird. Die Jury würdigt das Projekt mit einer Auszeichnung, um die Bedeutung der Baustelle als Innovationspool zu würdigen und das Bauen als Prozess zu veranschaulichen, der in allen Phasen nach kreativen Ingenieurlösungen verlangt.

Auszeichnung – Eisenbahnüberführung Grubentalbrücke, VDE 8.1 Neubaustrecke Ebensfeld – Erfurt, Goldisthal im Thüringer Wald (D) Ingenieure: Architekt: Auftraggeber: Bauherr: Ausführung:

schlaich bergermann und partner (D) schlaich bergermann und partner (D) DB ProjektBau GmbH (D) DB Netz AG (D) Arbeitsgemeinschaft Bogenbrücken Goldisthal Bickhardt Bau AG/Ed. Züblin AG

Fahrkomfort und vereint größtmögliche Sicherheit mit geringem Instandhaltungsbedarf. In ihrer Bauform knüpft die Grubentalbrücke an die große Tradition der Betonbogenbrücken an und entwickelt diese zukunftsfähig weiter.

Begründung der Jury Die Grubentalbrücke ist Teil der neuen Eisenbahnstrecke Nürnberg–Berlin. Sie wurde in einer für den Hochgeschwindigkeitsverkehr neuen Bauart als semiintegrale Brücke errichtet. Sie überspannt monolithisch eine Gesamtlänge von 215 m und weist eine markante Mittelöffnung von 90 m auf. Nur an den Brückenenden sind Bewegungsfugen und Lager vorhanden. Das für eine Hochgeschwindigkeitsbrücke außergewöhnlich filigrane Tragwerk besticht durch seine klare Gliederung, die sorgfältige Detailgestaltung und die herausragende Einpassung in die Umgebung. Der Entwurf des Ingenieurbüros schlaich bergermann und partner erfüllt die bahntechnischen Anforderungen in idealer Weise, indem Steifigkeit und Schwingungsverhalten optimal aufeinander abgestimmt sind. Aufgrund der ausgewogenen Tragwerksgeometrie konnten die Gleise ohne Schienenauszüge über die Fugen geführt werden. Dies garantiert den besten

Auszeichnung – Saarbrücke Mettlach, Sanierung und Instandsetzung Ingenieure: Bauherr: Ausführung:

Begründung der Jury

(Foto: schlaich, bergermann und partner)

Beton- und Stahlbetonbau 110 (2015), Heft 1

Eiffel Deutschland Stahltechnologie GmbH (D) Landesbetrieb für Straßenbau (LFS) Saarland (D) Eiffel Deutschland Stahltechnologie GmbH (D)

Das SPS-System als sandwichförmige Stahl-KunststoffVerbundplatte (Integralplatte) ist eine innovative Entwicklung von STEPHEN J. KENNEDY (Kanada), die in verschiedenen Ingenieurdisziplinen Eingang gefunden hat (Schiffbau, Offshore, Ingenieurbau). Aufgrund der Betriebsfestigkeitsprobleme von orthotropen Fahrbahnplatten und Beton- bzw. Stahlverbundfahrbahndecks hat Eiffel Deutschland Stahltechnologie GmbH (Hannover) das SPS-System auf die hiesigen Anforderungen und Normen ausgelegt und weiterentwickelt. Diese kreative Adaption erfolgte in Zusammenarbeit mit namhaften Forschungsstellen und durch aufwendige Versuchsreihen. Nach ersten Prototypen wurden nun mit der Saarbrücke Mettlach im Bestand eine Sanierung und Ertüchtigung erfolgreich umgesetzt. Unter laufendem Verkehr wurde die Betonfahrbahn durch das SPS-System signifikant geleichtert. Dadurch konnten die bestehenden Tragkabel ohne Verstärkung erhalten und somit die Tragfähigkeiten für Verkehrslasten wesentlich erhöht werden (Hochstufung). Hervorzuheben ist das intelligente Montagekonzept. Das ausgezeichnete Bauwerk hat als Modellprojekt strategische Bedeutung zur Erhaltung und Ertüchtigung von Bestandsbrücken.

Beton- und Stahlbetonbau 110 (2015), Heft 1

2013

Arbeitsgemeinschaft Bogenbrücken Goldisthal Bickhardt Bau AG/ Ed. Züblin AG

Einreicher & Verantwortliches Ingenieurbüro: Eiffel Deutschland StahlEiffel Deutschland Stahltechnologie GmbH, technologie GmbH, Hannover Hannover

Einreicher: DB ProjektBau GmbH, Großprojekt VDE 8, NBS Ebensfeld–Erfurt, Erfurt Verantwortliches Ingenieurbüro: schlaich bergermann und partner Beratende Ingenieure im Bauwesen, Stuttgart

Einreicher & Verantwortliches Ingenieurbüro: ARGE RKW Iffezheim, Kempfert + Partner Geotechnik, Würzburg c/o Schleith GmbH, Rheinfelden

Landesbetrieb für Straßenbau (LFS) Saarland, Neunkirchen

DB Netz AG, Berlin

Rheinkraftwerk Iffezheim GmbH, Vertreter: EnBW Kraftwerke AG, Stuttgart

Flabeg FE GmbH, Furth im Wald

Zoo Zürich AG

Bauherr

Sanierung der BahnOktober 2013 Einreicher & Verantwortliches Ingenieurbüro: ARGE Instandsetzung HallenDB ProjektBau GmbH, steighalle des WiesWeihermüller & Vogel Gesellschaft dach Hauptbahnhof Wiesbaden: Frankfurt am Main badener Hauptbahnhofes Beratender Ingenieure mbH, Wiesbaden Ed. Züblin AG Direktion Mitte Bereich SF 2, Frankfurt am Main und Eiffel Deutschland Stahltechnologie, Hannover

Beiträge in der Reihenfolge der Einreichung

Saarbrücke Mettlach, Sanierung und Instandsetzung

Auszeichnung zum Preis: März 2013

Eisenbahnüberführung Grubentalbrücke, VDE 8.1 Neubaustrecke Ebensfeld-Erfurt, Goldisthal im Thüringer Wald

Auszeichnung zum Preis: Dezember

Baugruben zur Erweiterung des Rheinkraftwerks Iffezheim

Auszeichnung zum Preis: Januar 2014

Ultimate Trough Test Loop, Harper Lake, Kalifornien

Einreicher & Verantwortliches Ingenieurbüro: Stahlbaufertigung: Solarel schlaich bergermann und partner sbp sonne Enerji Ltd. Izmir, Türkei gmbh, Stuttgart Montage: Tradewinds Construction, Las Vegas, USA

Einreicher & Verantwortliches Ingenieurbüro: ARGE Holzbau Elefantenpark Walt + Galmarini AG dipl. Ing. ETH SIA Implenia Holzbau, Lindau, USIC, Zürich Strabag Holzbau, Schweiz

Mai 2013

Ausführende Firma/en

Einreichende Firma/ Verantw. Ingenieure

Fertigstellung

Auszeichnung zum Preis: April 2013

Kaeng Krachan Elefantenpark, Zoo Zürich

Preisträger:

Objekt/Ort

Eingereichte Projekte 2015

Weihermüller & Vogel Gesellschaft Beratender Ingenieure mbH, Wiesbaden

–

schlaich bergermann und partner Beratende Ingenieure im Bauwesen, Berlin

RmD Consult GmbH, München

schlaich bergermann und partner sbp sonne gmbh, Stuttgart

Markus Schietsch Architekten GmbH, Zürich Lorenz Eugster Landschaftsarchitektur und Städtebau GmbH, Zürich

Architekt

BERICHT REPORT

Ulrich Finsterwalder Ingenieurbaupreis 2015: Impressionen von der Jurysitzung am 21.11.2014

Juli 2014

August 2013

März 2012

September 2013

März 2013

August 2013

April 2014

Juni 2014

Messe Frankfurt – Überdachung Tor Nord

Birsbrücke Basel

Library&Learning Center Campus WU, Wien

Horizontweg Georgswerder, HamburgGeorgswerder

Baakenhafenbrücke, Hamburg HafenCity

Arena da Amazônia, Manaus, Brasilien

Lärmschutzhalle Flughafen Zürich, Schweiz

Fertigstellung

Aktivhaus B10, Stuttgart

Objekt/Ort

Ausführende Firma/en E-Lab Projekt GmbH, Stuttgart

Bauherr Werner Sobek Group GmbH, Stuttgart

Architekt

Beton- und Stahlbetonbau 110 (2015), Heft 1

Einreicher: WTM Engineers GmbH, Hamburg Verantwortliches Ingenieurbüro: WTM Engineers GmbH, Suisseplan Ingenieure AG

Einreicher: gmp Architekten von Gerkan Marg und Partner, Berlin Verantwortliches Ingenieurbüro: schlaich bergermann und partner sbp gmbh, Stuttgart

Einreicher: HafenCity Hamburg GmbH, Hamburg Verantwortliches Ingenieurbüro: BuroHappold Engineering, Berlin

Stahlbau: Aepli Stahlbau AG, Gossau, Schweiz/Akustik, Schall, Metallbau: G + H Isolierung GmbH, Ludwigshafen

Andrade Gutierrez, Manaus – Amazonas, Brasilien

Arge Himmel & Papesch, Bebra/Victor Buyck Steel Construction NV, Eeklo, Belgien

Einreicher & Verantwortliches Ingenieurbüro: Jürgen Martens GmbH & Co. ifb frohloff staffa kühl ecker, Berlin KG, Hamburg Ingenieurbüro

Einreicher & Verantwortliches Ingenieurbüro: Bauunternehmung Granit Vasko+Partner Ingenieure Ziviltechniker für GmbH, Feldkirch bei Graz, Bauwesen und Verfahrenstechnik GesmbH, Österreich Wien

Einreicher & Verantwortliches Ingenieurbüro: Schneider Stahlbau AG, Jona, ZPF Ingenieure AG, Basel Schweiz

Flughafen Zürich AG, Airfield Maintenance, Zürich

Companhia de Desenvolvimento do Estado do Amazonas – CIAMA/ Construtora Andrade Gutierrez S.A, Manaus, Brasilien

HafenCity Hamburg GmbH

Freie und Hansestadt Hamburg, Behörde für Stadtentwicklung und Umwelt U2621

Projektgesellschaft WU Wien Neu GmbH/Bundesimmobiliengesellschaft m.b.H

Bau- und Verkehrsdepartement Basel-Stadt, Bau- und Umweltschutzdirektion BaseLand & Gemeinde Birsfelden, Basel

WTM Engineers GmbH, Hamburg

gmp Architekten von Gerkan Marg und Partner, Berlin

Wilkinson Eyre Architects, London

Sauerzapfe Architekten, Berlin

Zaha Hadid Architects, Hamburg

Christ & Gantenbein Architekten ETH SIA BSA, Basel

Einreicher & Verantwortliches Ingenieurbüro: Prebeck Stahlbau GmbH, Bogen, Messe Frankfurt Venue GmbH Ingo Schrader Architekt BDA, B+G Ingenieure Bollinger und Grohmann Deutschland & Co. KG, Frankfurt am Main Berlin GmbH, Frankfurt am Main

Einreicher: Werner Sobek Stuttgart GmbH SchwörerHaus KG, Hohenstein Verantwortliches Ingenieurbüro: Werner Sobek Group GmbH

Einreichende Firma/ Verantw. Ingenieure

Ulrich Finsterwalder Ingenieurbaupreis 2015: Impressionen von der Jurysitzung am 21.11.2014

Beton- und Stahlbetonbau 110 (2015), Heft 1

Juni 2013

Oktober 2012 Einreicher & Verantwortliches Ingenieurbüro: Massivbau: OBAG Hochbau wh-p GmbH Beratende Ingenieure Weischede, GmbH, Bautzen Herrmann und Partner, Stuttgart Stahlbau, Foliendach: Vector Foiltec GmbH, Bremen

2013

Oktober 2013 Einreicher: Grontmij GmbH, Frankfurt am Main Verantwortliches Ingenieurbüro: Grontmij GmbH in Ingenieurgemeinschaft mit Ferdinand Heide Architekt BDA

November 2013

Juni 2013

Campusbrücke Opladen, Leverkusen-Opladen

Neues Gymnasium Bochum

Stöbnitztalbrücke, VDE 8.2, NBS Erfurt (Halle/Leipzig, nahe Oechlitz, Saalkreis

Osthafenbrücke, Frankfurt am Main

King Fahad Nationalbibliothek, Riad, Saudi-Arabien

casaPICO, Lugano, Schweiz

Saudi Bin Laden Group, Jeddah, Saudi Arabien

Hascher Jehle Planungsgesellschaft mbH, Berlin

Knight Architects, High Wycombe, Grossbritannien

Oktober 2012 Einreicher & Verantwortliches Ingenieurbüro: Gebr. Haider Bauunternehmung ÖBB-Infrastruktur AG, Linz SSF Ingenieure AG, München GmbH, Großraming, Österreich

Trattenbachbrücke, Spital am Pyhrn

Stadt Aarau, Stadtbauamt, Aarau

Juni 2013

Bushofdach Aarau, Schweiz

spbr arquitetos, sao paulo BRA baserga mozzetti architetti, Muralto CH

Gerber Architekten, Dortmund

Ferdinand Heide Architekt BDA, Frankfurt am Main

–

Vehovar & Jauslin Architektur AG, Zürich

Pitztaler Gletscherbahn GmbH Baumschlager Hutter Partners, + CoKG, St. Leonhard im Dornbirn, Österreich Pitztal, Österreich

Privat (Familie), Luigi Pedrazzin, Luganoi

Königreich Saudi-Arabien, vertr. d. Arriyadh Development Authority, Arriyadh, Saudi Arabien

Stadt Frankfurt am Main, Amt für Straßenbau und Erschließung (ASE)

DB ProjektBau GmbH, Leipzig –

Schulverwaltungsamt 40, Bochum

Technische Betriebe der Stadt Leverkusen AöR, Leverkusen

Oktober 2012 Einreicher & Verantwortliches Ingenieurbüro: HTB Baugesellschaft mbH, aste weissteiner zt gmbh, Innsbruck Arzl im Pitztal, Österreich

Einreicher & Verantwortliches Ingenieurbüro: Ruch AG, Altdorf, Schweiz formTL ingenieure für tragwerk und leichtbau GmbH, Radolfzell

Architekt

Landeshauptstadt Stuttgart, Engelsmann Peters Beratende Tiefbauamt Stadtbahn Brücken Ingenieure, Stuttgart und Tunnelbau, Projektleitung und Konstruktion Brücken

Bauherr

Wildspitzbahn Café 3440, Pitztal

Einreicher & Verantwortliches Ingenieurbüro: PEDRAZZINI costruzioni SA, Ingegneri Pedrazzini Guidotti Sagl, Lugano Lugano

Einreicher: Gerber Architekten, Dortmund Verantwortliches Ingenieurbüro: B+G Ingenieure Bollinger und Grohmann GmbH, Frankfurt am Main

Max Bögl Bauunternehmung GmbH & Co. KG, Frankfurt am Main

Einreicher & Verantwortliches Ingenieurbüro: Alpine Bau Deutschland AG, Leonhardt, Andrä und Partner Beratende Niederlassung Halle/Leipzig, Ingenieure VBI AG, Dresden und Hamburg Zöschen

Einreicher & Verantwortliches Ingenieurbüro: Bauunternehmen Hofschröer Knippers Helbig GmbH, Stuttgart GmbH & Co. KG, Lingen

Einreicher & Verantwortliches Ingenieurbüro: Stahlbau Urfer GmbH, Engelsmann Peters Beratende Ingenieure, Remseck, Deutschland Stuttgart

Mai 2014

Ausführende Firma/en

Fuß- und Radwegbrücke Hagelsbrunnenweg, Stuttgart

Einreichende Firma/ Verantw. Ingenieure

Fertigstellung

Objekt/Ort

BERICHT REPORT

Ulrich Finsterwalder Ingenieurbaupreis 2015: Impressionen von der Jurysitzung am 21.11.2014

Ausführende Firma/en

November 2012

März 2013

Oktober 2012 Einreicher & Verantwortliches Ingenieurbüro: STS Stahlbau GmbH, Dr. Kreutz + Partner Beratende Ingenieure, Regensburg Nürnberg

August 2013

August 2014

Oktober 2013 Einreicher: c/o Walt+Galmarini AG dipl. Ing. ETH SIA USIC, Zürich Verantwortliches Ingenieurbüro: ESM-Ingénieurs Associés SA, Monthey, Schweiz

November 2012

Alfred-Lion-Steg (Brücke am Südkreuz), Berlin

ÖBB-Rheinbrücke, Lustenau, St. Margrethen-Lauterach, Vorarlberg, Österreich

Beton- und Stahlbetonbau 110 (2015), Heft 1

Sanierung und Wiederherstellung des Kettensteges als Hängebrücke, Nürnberg-Sebald

Neubau der Waschmühltalbrücke, Kaiserslautern

Sporthallen Weissenstein, Bern

Schulgebäude Vouvry, Cycle d’Orientation du Haut-Lac, Vouvry (VS), Schweiz

Fuß- und Radwegunterführung, Tuttlingen

Schälerbau Berlin, Niederlassung der August Reiners Bauunternehmung GmbH, Bremen

Einreicher & Verantwortliches Ingenieurbüro: Bilfinger Regiobau GmbH, Breinlinger Ingenieure Hoch- und Tiefbau Freiburg GmbH, Tuttlingen

–

Einreicher & Verantwortliches Ingenieurbüro: Marti AG Bern, Moosseedorf, Penzel Valier AG, Zürich Schweiz

Einreicher & Verantwortliches Ingenieurbüro: ARGE Neubau der WaschLeonhardt, Andrä und Partner Beratende mühltalbrücke Kaiserslautern, Ingenieure VBI AG, Stuttgart und Hamburg Plauen Stahl Technologie, Plauen/Vogtland

Einreicher & Verantwortliches Ingenieurbüro: STRABAG AG, Linz BERNARD Ingenieure ZT GmbH, Hall in Tirol, Österreich

Einreicher: Kolb Ripke Architekten Planungsgesellschaft mbH, Berlin Verantwortliches Ingenieurbüro: VIC Verkehrs- und Ingenieur Consult GmbH, Potsdam

Einreicher & Verantwortliches Ingenieurbüro: Peters Stahlbau GmbH, Professor Pfeifer und Partner Ingenieurbüro Itterbeck für Tragwerksplanung, Darmstadt

Februar 2013

Fußballstadion Millerntor, Überdachung der Osttribüne, Hamburg, St. Pauli

Einreicher & Verantwortliches Ingenieurbüro: BAM Deutschland AG, Mayr | Ludescher | Partner Beratende Stuttgart Ingenieure, München

Einreichende Firma/ Verantw. Ingenieure

Dezember 2013

Fertigstellung

ESO Headquarter Garching, München-Garching

Objekt/Ort

AV1 Architekten GmbH, Kaiserslautern

Dr. Kreutz + Partner Beratende Ingenieure, Nürnberg

Ostertag Architects, Wien

Kolb Ripke Architekten Planungsgesellschaft mbH, Berlin

Ar.te.plan GmbH Architekten, Dortmund

Auer Weber Architekten BDA. München

Architekt

Regierungspräsidium Freiburg, Regierungspräsidium Freiburg Tuttlingen und Breinlinger Ingenieure Hoch- und Tiefbau GmbH

Groupement régional du Cycle Berrel Berrel Kräutler AG d’Orientation du Haut-Lac, Architektur ETH BSA SIA, Vouvry, Schweiz Zürich

SpoHaWe AG, c/o Von Penzel Valier AG, Zürich Graffenried Holding AG, Bern

Bundesrepublik Deutschland vertreten durch Landesbetrieb Mobilität Kaiserslautern

Stadt Nürnberg, vertreten durch Servicebetrieb Öffentlicher Raum, Nürnberg

ÖBB – Infrastruktur AG, Wien

Senatsverwaltung für Stadtentwicklung Berlin, Abt. X Ingenieurbauwerke, Berlin

Fußball-Club St. Pauli, Hamburg

European Organisation for Astronomical Research in the Southern Hemisphere (ESO), Garching

Bauherr

Ulrich Finsterwalder Ingenieurbaupreis 2015: Impressionen von der Jurysitzung am 21.11.2014

Beton- und Stahlbetonbau 110 (2015), Heft 1

Dezember 2012

Januar 2014

November 2013

Louvre Lens, Frankreich

Dongguan Basketball Stadion, Dongguan, China

Shenzhen Bao’an International Airport, Terminal 3, Volksrepublik China

September 2013

Juli 2013

Kundencenter – Überdachung der Ausfahrt Autostadt Wolfsburg

Albertkanalbrücke, Geel, Belgien

Mai 2014

Landesarchiv Nordrhein-Westfalen, Duisburg

April 2013

Mai 2013

Museum für Architekturzeichnung, Berlin

Menschenaffenhaus Wilhelma, Stuttgart

Fertigstellung

Objekt/Ort –

Ausführende Firma/en

Einreicher & Verantwortliches Ingenieurbüro: Ondernemmingen Jan de Nul schlaich bergermann und partner, Berlin N.V., Hofstade-Aalst, Belgien

Einreicher & Verantwortliches Ingenieurbüro: Massivbau: Ed. Züblin AG, wh-p GmbH Beratende Ingenieure Weischede, Stuttgart Herrmann und Partner, Stuttgart Netzanlage: E. Roleff GmbH & Co. KG, Altbach

Architekt

Regionalrat Nord-Pas-deCalais, Lille, Frankreich

Autostadt GmbH, Wolfsburg

Bau- und Liegenschaftsbetriebe des Landes Nordrhein-Westfalen, Düsseldorf

Agentschap Wegen en Verkeer Antwerpen, Antwerpen, Belgien

Vermögen und Bau BadenWürttemberg, Amt Stuttgart

Shenzhen Airport Group Co. Ltd., Shenzhen, China

Chris Poulissen, Antwerpen, Belgien

Hascher Jehle Architektur Berlin

Massimiliano Fuksas Architetetto, Rom, Italien

gmp Architekten von Gerkan Marg und Partner, Berlin

SANAA Kazuyo Sejima & Ryue Nishizawa, Tokio, Japan

Graft Architekten, Berlin

Ortner & Ortner Baukunst, Köln

Tchoban Foundation. Museum SPEECH Tchoban & für Architekturzeichnung, Kuznetsov, Moskau Berlin

Bauherr

China Construction Eighth Dongguan Civil Construction Engineering Division Corp. Ltd, Administration Office, Shanghai, China Dongguan, China

Permasteelisa France, Paris La Défense Cedex

Eiffel Deutschland Stahltechnologie GmbH, Hannover

Einreicher & Verantwortliches Ingenieurbüro: China State Construction Knippers Helbig advanced engineering, Engineering Corporation Stuttgart.Berlin.New York, Stuttgart CN-Bejing, Shenzhen, China

Einreicher: gmp Architekten von Gerkan, Marg und Partner, Berlin Verantwortliches Ingenieurbüro: schlaich bergermann und partner, Stuttgart sbp gmbh

Einreicher: B+G Ingenieure Bollinger und Grohmann GmbH, Frankfurt am Main Verantwortliches Ingenieurbüro: B+G Ingenieure Bollinger und Grohmann GmbH, B+G Ingénierie Bollinger + Grohmann S.a.r.l.

Einreicher: Eiffel Deutschland Stahltechnologie GmbH, Hannover Verantwortliches Ingenieurbüro: schlaich bergermann und partner – sbp gmbh, Berlin

Einreicher & Verantwortliches Ingenieurbüro: Hochtief Solutions AG, Essen office for structural design osd GmbH & Co. KG, Frankfurt am Main

Einreicher: nps tchoban voss GmbH & Co. KG, Berlin Verantwortliches Ingenieurbüro: Ing.-Büro PPW – Planungsgemeinschaft Paulisch + Partner, Berlin

Einreichende Firma/ Verantw. Ingenieure

BERICHT REPORT

Ulrich Finsterwalder Ingenieurbaupreis 2015: Impressionen von der Jurysitzung am 21.11.2014

August 2013

Dezember 2012

August 2013

Februar 2014

Casa Minghetti-Rossi, Gordola, Schweiz

Mühleninselbrücke, Königs Wusterhausen

Waldschlösschenbrücke, Dresden

Neue Zwillingsschleuse Münster, Ersatzneubau der Schleusen I und II

Fertigstellung

Neubau der Schönebecker Elbauenbrücke, B 246 a Ortsumgehung Schönebeck

Objekt/Ort

Beton- und Stahlbetonbau 110 (2015), Heft 1

Einreicher: Eiffel Deutschland Stahltechnologie GmbH, Hannover Verantwortliches Ingenieurbüro: Wasserstraßen-Neubauamt Datteln

Einreicher: Kolb Ripke Architekten Planungsgesellschaft mbH, Berlin Verantwortliches Ingenieurbüro: VIC – Verkehrs- und Ingenieurbau Consult GmbH, Potsdam/Meyer+Schubart – Partnerschaft Beratender Ingenieure VBI, Wunstorf

Einreicher: Kolb Ripke Architekten Planungsgesellschaft mbH, Berlin Verantwortliches Ingenieurbüro: BDC Dorsch Consult Ingenieurgesellschaft mbH, Berlin

Einreicher: Baserga Mozzetti Architetti, Muralto, Schweiz Verantwortliches Ingenieurbüro: Ingegneri Pedrazzini Guidotti Sagl, Lugano, Schweiz

Einreicher Leonhardt, Andrä und Partner Beratende Ingenieure VBI AG, Dresden Verantwortliches Ingenieurbüro: Leonhardt, Andrä und Partner Beratende Ingenieure VBI AG | Dr. Löber Ingenieurgesellschaft für Verkehrsbauwesen mbH

Einreichende Firma/ Verantw. Ingenieure

Eiffel Deutschland Stahltechnologie GmbH, Hannover

ARGE Waldschlößchenbrücke (Sächsische Bau GmbH, Dresden/Eurovia VBU/Strabau GmbH Meissen/Eurovia Beton GmbH/Stahl- und Brückenbau Niesky)

Bauunternehmen Buckler Tiefund Brückenbau GmbH, Lebus

G. Marchesini SA, Mezzovico, Schweiz

ARGE Hermann Kirchner + Donges Steeltec, Bad Hersfeld

Ausführende Firma/en

Wasserstraßen-Neubauamt Datteln

Landeshauptstadt Dresden, Geschäftsbereich Stadtentwicklung, Straßen- und Tiefbauamt, Abt. Brücken- und Ingenieurbauwerke

Gemeinde Königs Wusterhausen, Fachbereich IV – Bauen und Gebäudeservice, Tiefbau

Tiziano Minghetti e Monica Rossi, Gordola, Schweiz

Landesstraßenbaubehörde Sachsen-Anhalt, Regionalbereich Mitte, Magdeburg

Bauherr

BAW- Bundesanstalt für Wasserbau, Karlsruhe

Kolb Ripke Architekten Planungsgesellschaft mb, Berlin

Kolb Ripke Architekten Planungsgesellschaft mbH, Berlin

Baserga Mozzetti Architetti, Muralto, Schweiz

Leonhardt, Andrä und Partner Beratende Ingenieure VBI AG, Dresden

Architekt

Ulrich Finsterwalder Ingenieurbaupreis 2015: Impressionen von der Jurysitzung am 21.11.2014

Firmen und Verbände – Persönliches– Rezensionen – Nachrichten

Aus dem Inhalt Rupert Springenschmid 85 Jahre ........................................................ Ehrenmitgliedschaft für besonderes Engagement verliehen ......... Kostenplanung mit über 2 500 Vergleichsobjekten ........................... Planerkonjunktur (noch) ungetrübt ..................................................... Größtes deutsches Forschungsprojekt des Bauwesens ................

75 76 76 77 77

Beton- und Stahlbetonbau aktuell 1/15

PERSÖNLICHES

Rupert Springenschmid 85 Jahre

RUPERT SPRINGENSCHMID

Am 21. Dezember 2014 feiert Prof. RUPERT SPRINGENSCHMID, emeritierter Ordinarius für Baustoffkunde und Werkstoffprüfung an der TU München, seinen 85. Geburtstag. RUPERT SPRINGENSCHMID, gebürtiger Salzburger, war nach dem Bauingenieurstudium an der Technischen Hochschule Wien – für die damalige Zeit außergewöhnlich – von 1955 bis 1956 Assistent an der Princeton University, USA. Nach Österreich zurückgekehrt, leitete er zunächst das Laboratorium eines Straßenbauunternehmens, bevor es ihn erstmals nach Deutschland in das Forschungsinstitut des Vereins Deutscher Zementwerke nach Düsseldorf zog. Da war ich dort, in Düsseldorf, noch nicht geboren. In diese Zeit fällt seine Dissertation zur „Bodenverfestigung mit Zement“ an der Technischen Hochschule Wien. Seine nächste berufliche Station war dann Wien, wo er im Forschungsinstitut der österreichischen Zementfabrikanten die betontechnische Abteilung aufbaute und leitete, bis er 1969 die Leitung des Forschungsinstituts des Grafen CZERNIN übernahm. 1973 wurde SPRINGENSCHMID an die TUM berufen. Neben dem Lehrstuhl für Baustoffkunde und Werkstoffprüfung

hatte er das Amt des Direktors des Prüfamtes für Bituminöse Baustoffe und Kunststoffe inne. Außer am gut funktionierenden Prüfamt und dem Labor für Werkstoffphysik, das mit SPRINGENSCHMIDS Berufung dem Lehrstuhl zugeordnet wurde, gab es bei seinem Amtsantritt praktisch keine Forschungsaktivitäten im Bereich der Ingenieurbaustoffe. Während seiner 25jährigen Leitung des Münchener Baustoffinstituts hat RUPERT SPRINGENSCHMID leistungsfähige Forschungsgruppen auf diesem Sektor aufgebaut. Als Praktiker, wie er sich selbst gern nennt, hat er viele seiner Forschungsschwerpunkte an aktuellen Praxisproblemen orientiert, weshalb er immer ein gesuchter Partner der Bau- und Baustoffindustrie bei der Lösung aktueller Probleme war. Auf dem Gebiet der Technologie des Betonstraßenbaus spielten er und sein Institut bald eine führende Rolle in Deutschland und über die deutschen Grenzen hinaus. Auch auf dem Gebiet der Schadensdiagnose und Dauerhaftigkeit von Betonbauwerken kamen aus seinem Institut wesentliche Impulse. Das wissenschaftliche Niveau der Forschungstätigkeit unter seiner Leitung kommt nicht zuletzt durch Forschungspreise zum Ausdruck, die seinen Mitarbeitern verliehen worden sind. Nach der Wende hat er sich mit großem Engagement für eine überlebensfähige Struktur der Hochschule für Architektur und Bauwesen (HAB) in Weimar eingesetzt. Es war auch diese Universität, die seine wissenschaftlichen Verdienste 1997 mit der Verleihung der Ehrendoktorwürde ausgezeichnet hat. Am 1. April 1998 trat RUPERT SPRINGENin den verdienten Ruhestand. Als der sogenannte „Nachnachfolger“ habe ich jederzeit das Gefühl gehabt, dass er sehr schnell die richtige Balance zwischen weiteren berufsbezogenen und privaten Aktivitäten fand. Einige Beispiele: Noch heute ist er im Familien- und

SCHMID

Freundeskreis als ein sehr geschätzter „Privat-Bausachverständiger“, also als Berater in Bauangelegenheiten im „Privatsektor“ tätig. Sein im Jahr 2007 erschienenes Buch „Betontechnologie für die Praxis“ scheint sich zu einem Klassiker zu entwickeln. Die Nachfrage war so groß, dass die Neuauflage fest angepeilt ist. Als Privatier besucht er bis heute ausgewählte Vortragsveranstaltungen (hab’ ihn kürzlich noch in Graz getroffen), die nach dem Kriterium gekürt werden, „hier kann ich noch was mitnehmen“. Das „Mitnehmen“ hat jedoch nichts mit den üblicherweise gereichten Nahrungsmitteln „Kaffee und Kuchen“ (Nachmittagsveranstaltung) oder „Schnittchen“ (Ganztagesveranstaltung) zu tun, die es dort in der Regel in rauen Mengen gibt, sondern das Bedürfnis „Mitnehmen“ ist eher auf die geistige Nahrung bezogen, die er sich von den Veranstaltungen verspricht. So bringt er noch heute manch Vortragenden mit seinen klugen, manchmal fast ins Philosophische gehenden Fragen in Verlegenheit. Auch die vielen, kompakt aufsammelbaren technischen Informationen wirken attraktiv auf ihn, alles Dinge, die sich bei der Neuauflage seines Buchs gut einbauen lassen. Wenn er dann also entweder auf den ibausil-Tagungen in Weimar, auf den Baustoffseminaren in München oder auf anderen Veranstaltungen, vornehmlich und gerne in Österreich, gesichtet wird, muss das als Gütesiegel verstanden werden. Neben diesen Aktivitäten liebt er es bis heute, in ausgedehnten Skitouren!!! seine Berge immer wieder „neu kennenzulernen“. Als Flachlandtiroler, der die Skier eher, vergleichbar zum Fußball, als „Spielgerät zum Abschütteln“ versteht, verdient das meine besondere Bewunderung, mit diesen „downhill“ rasend unten heil anzukommen. Aber warum „neu kennenlernen“? Weil sie, so er, „ständig höher werden“. Der Lift wird’s einen nach oben kaum spüren lassen, die Wege nach unten scheinen aber länger zu werden.

Beton- und Stahlbetonbau 110 (2015), Heft 1

BETON- UND STAHLBETONBAU aktuell Zu seinem 85. wünsche ich ihm, auch im Namen aller Mitarbeiterinnen und Mitarbeiter des Centrums Baustoffe und Materialprüfung (cbm) der TU München herzlichst alles Gute und für die kom-

menden Jahre vor allem Gesundheit und weiter viele schöne Momente, insbesondere mit seinen noch sechs, im Jahr 2015 dann bald sieben Enkeln, die ihm sehr am Herzen liegen.

CHRISTOPH GEHLEN (und PETER SCHIEßL, von dem ich mir das schon von ihm vortrefflich beschriebene „Leben bis 70“ geklaut habe…)

NACHRICHTEN

Ehrenmitgliedschaft für besonderes Engagement verliehen In der Mitgliederversammlung der Ingenieurkammer Hessen am 14.11.2014 in Wiesbaden wurden besonders herausragende Persönlichkeiten für ihr Engagement in der Ingenieurkammer Hessen (IngKH) in feierlichem Rahmen mit der Ehrenmitgliedschaft ausgezeichnet. Die betreffenden Personen wurden in der Herbsttagung des Hauptausschusses am 23. September 2014 auf Vorschlag des Vorstandes ausgewählt.

Freude und hohe Ehre, die ausgewählten Persönlichkeiten, die sich seit vielen Jahren wissenschaftlich, politisch und freundschaftlich intensiv für den Berufsstand der Ingenieurinnen und Ingenieure eingesetzt haben, auszuzeichnen“, sagte Präsident Prof. Dr.-Ing. Dr.-Ing. E.h. UDO F. MEIßNER. Als Anerkennung erhielten die zu Ehrenden neben der Ernennungsurkunde auch die Ehrennadel der IngKH.

Für eine Körperschaft des öffentlichen Rechts wie es die IngKH ist, bietet die Ernennung von Ehrenmitgliedern eine ganz besondere Möglichkeit, Dank auszusprechen. „Es ist mir eine besondere

Ausgezeichnet wurden: Dr.-Ing. WALTER ARNOLD, MdL – Staatssekretär a. D., Dipl.-Ing. HARTMUT PAUL, Dipl.-Ing. (FH) RÜDIGER LEXAU und Dipl.-Ing. KARLWINFRIED SEIF – Staatssekretär a. D.

In einer jeweils persönlichen Laudatio gaben die Laudatoren Überblick über die Person und die Laufbahn des zu Ehrenden und vermittelten einen Einblick in das jeweilige Engagement, für das die Auszeichnung gewährt wurde. Die Auszeichnung mit der Ehrenmitgliedschaft formuliert darüber hinaus, wie wertvoll und stimulierend ein kreatives und unterstützendes Umfeld für die Entwicklung einer Ingenieurkammer sein kann und wie Geben und Nehmen zwischen den Bereichen Wirtschaft, Politik und Gesellschaft sich als Ergebnis für die Allgemeinheit auszahlen.

NACHRICHTEN

Kostenplanung mit über 2 500 Vergleichsobjekten Beim Baukosteninformationszentrum Deutscher Architektenkammern (BKI) ist ab sofort der neue BKI Kostenplaner 17 verfügbar. Kernstück des neuen Programms ist die aktualisierte BKI Baukostendatenbank 2014/2015 mit über 2 500 abgerechneten Vergleichsobjekten. Mit der neuen Version greift der Anwender direkt auf alle Einzelobjekte der BKI-Datenbank zu. Das BKI-Objekt-Spektrum umfasst Neubauten, Altbauten und Freianlagen. Alle Objekte werden einer Gebäudeart zugeordnet (zum Beispiel Bürogebäude mittlerer Standard). Jede Gebäudeart enthält statistische Kostenkennwerte nach unterschiedlichem Detaillierungsgrad entsprechend der Kostengliederung nach DIN 276. Aber auch die Kostengliederung nach Vergabeeinheiten bzw. Leistungsbereichen unterstützt die neue Version. Die statistischen Baukosten-Auswertungen und Kostenkennwerte nutzt der Kostenplaner-Anwender zu über 120 Gebäudearten. Damit liegen für alle relevanten Wohn- und Nichtwohnbau-Projekte wertvolle Erfahrungswerte aus der Baukosten-Praxis vor.

Beton- und Stahlbetonbau 110 (2015), Heft 1

Die Baukosten-Niveaus innerhalb Deutschlands variieren erheblich. BKIAuswertungen bestätigen Abweichungen im Vergleich zum BKI-Bundesdurchschnitt (100 %) von 0,65 (65 %) in strukturschwachen Gebieten bis hin zu 1,42 (142 %) in boomenden Ballungsräumen. Mit den integrierten Regionalfaktoren 2015 passen die Programmanwender die Bundesdurchschnittswerte an ihr regionales Baukosten-Niveau an. Neben einem Baukosten-Update mit neuen und erweiterten Kostendaten wurde das Programm mit wichtigen Neuerungen ergänzt. Der aktualisierte Bildkommentar DIN 276 / DIN 277 unterstützt bei der richtigen Zuordnung der Kosten nach den Kostengruppen der DIN 276. Im Projektkostenplan klicken Nutzer einfach auf die Schaltfläche „Bildkommentar“ und wissen sofort, welche Kosten in diese Kostengruppe gehören oder in anderen Kostengruppen enthalten sind. Auch das Kostenplaner-Modul „Positionen mit AVA-Schnittstelle“ zeigt sich deutlich erweitert. Denn es stehen jetzt

auch Musterpositionen für den Altbau zur Verfügung. Jede Position enthält zudem die Kostengruppen-Nummer nach DIN 276 für spätere Auswertungen. Insgesamt verfügen die Nutzer mit der neuen Version über 4 000 von Fachverbänden geprüfte Musterpositionen mit über 20 000 aktuellen Baupreisen für Neuund Altbau-Leistungsbereiche. Diese übertragen Anwender per GAEB-Schnittstelle in jedes marktgängige AVA-Programm. Insbesondere Neueinsteiger finden in der integrierten Video-Anleitung, dem Anwender-handbuch und in der kontextsensitiven Hilfe eine wertvolle Unterstützung bei der Einarbeitung. Der Kostenplaner 17 bietet zusammenfassend für Architekten und Ingenieure ein kompetentes Werkzeug zum kostenbewussten Planen und Bauen über alle Projektphasen. Die neue Programmversion kann beim BKI vier Wochen kostenlos zur Ansicht mit Rückgabegarantie bestellt werden, Tel: 0711 954 854-0, Email: info@bki.de

BETON- UND STAHLBETONBAU aktuell NACHRICHTEN

Planerkonjunktur (noch) ungetrübt Die unabhängigen Planungsbüros sind mit dem bisherigen Geschäftsverlauf 2014 mehrheitlich zufrieden und blicken nach wie vor optimistisch in die Zukunft. Das geht aus einer Befragung der VBI-Mitglieder, darunter die führenden deutschen Ingenieurbüros, hervor. Danach beurteilen rund 50 % der teilnehmenden Unternehmen ihre wirtschaftliche Situation als gut und weitere knapp 10 % sogar als sehr gut. Vor dem Hintergrund solider Auftragsbestände von rund sieben Monaten rechnen 88 % der Ingenieurbüros auch 2015 mit einer gleichbleibenden bzw. guten Geschäftsentwicklung. Damit hat sich die positive Umsatzerwartung der meisten Unternehmen aus der VBI-Frühjahrsbefragung bestätigt. Rund ein Drittel der Büros (27 %) vermeldet steigende, weitere 58 % ver-

buchen konstante Umsätze. Angesichts der guten konjunkturellen Lage bleiben qualifizierte Bauingenieure sowie Ingenieure der technischen Gebäudeausrüstung weiterhin gefragt. Etwa jedes fünfte Ingenieurbüro (21,4 %) plant 2015 Mitarbeiter einzustellen. Mit der ermittelten Umsatzrendite von durchschnittlich 11,4 % liegen die deutschen Planungsbüros deutlich über dem europäischen Branchenschnitt von knapp 6 %, wie das aktuelle Konjunkturbarometer der Europäischen Ingenieurverbändeorganisation EFCA ausweist. Das heiße aber nicht, dass die Ingenieure in Deutschland auch überdurchschnittlich verdienen, wie VBI-Präsident Dr.-Ing. VOLKER CORNELIUS erklärt: „Im Gegenteil, diese Unterschiede bei der Umsatzrendite sind allein auf die spezifisch deutsche Kleinteiligkeit

bei den Bürostrukturen zurückzuführen“. Da diese kleinen Ingenieurbüros, darunter viele Einzelunternehmer, ihre Honorareinnahmen ohne Abzug eines Unternehmerlohnes als Gewinn verbuchen, so der VBI-Präsident, ergebe sich angesichts der niedrigen Kosten aus Bürobetrieb und Leistungserbringung die überdurchschnittliche Rendite. Würden alle Unternehmen der Branche in ihrem Jahresabschluss den Unternehmerlohn berücksichtigen, läge die Umsatzrendite näher am europäischen Mittel, erläutert CORNELIUS. „Gleichwohl sind wir stolz darauf, dass sich unabhängig erbrachte Planungsleistungen erneut als attraktiv für Auftraggeber und die Ingenieure selbst erweisen – auch im EU-Vergleich“.

NACHRICHTEN

Größtes deutsches Forschungsprojekt des Bauwesens auf der BAU 2015 C³ – das derzeit größte Forschungsprojekt im deutschen Bauwesen – stellt sich vom 19. bis 24. Januar 2015 auf der BAU 2015 in München vor. In Halle B0/208 am Gemeinschaftsstand Sächsischer Universitäten und Hochschulen können sich Interessierte über das Projekt, seine Ziele und die Vorhaben informieren.

schaft. Ihr Ziel: die schrittweise Einführung von Carbonbeton im Bauwesen und die Entwicklung der C³-Bauweise. Die Erforschung und Etablierung dieses neuen Werkstoffs ist ein vielversprechender Ansatz, das Bauen zukunftsfähig zu machen und einen Paradigmenwechsel im Bauwesen einzuläuten.

„C³ – Carbon Concrete Composite“ ist eines von 10 im Programm des Bundesministeriums für Bildung und Forschung „Zwanzig20-Partnerschaft für Innovation“ geförderten Projekten im Programm von „Unternehmen der Region.“ Das Förderprogramm zielt auf den systematischen Ausbau herausragender wirtschaftlicher und wissenschaftlicher Kompetenzen durch überregionale und interdisziplinäre Kooperationen in den Neuen Ländern durch Entstehung neuer Netzwerkstrukturen, offene und transparente Prozesse. Das BMBF stellt eine Fördersumme von 45 Millionen Euro bereit, ca. 23 Millionen Euro kommen als Eigenmittel der Unternehmen hinzu.

Um die inhaltlich-technischen Ziele von C³ zu erreichen, untersuchen und beleuchten die Verbundpartner ab 2015 in vier Basisvorhaben Grundbausteine, die für das Projekt strategisch bedeutsam sind: „Beschichtungen und Bewehrungsstrukturen für den Carbonbetonbau“, „Nachhaltige Bindemittel und Betone für die Zukunft“, „Konstruktionsgrundsätze, Sicherheits- und Bemessungskonzepte, standardisierte Prüfmethoden“ und „Multifunktionale Bauteile aus Carbonbeton – Aktivierte Gebäudehülle“. Weitere Vorhaben beginnen im Herbst 2015. Sie befassen sich mit den Themen Produktion, Normung und Zulassung, Gesundheit, Aus-und Weiterbildung, sowie Abbruch, Rückbau und Recycling.

Die interdisziplinäre Zusammenarbeit im Projekt C³ wird über den Anfang 2014 gegründeten Verein C³ e.V. vorangetrieben. Das Konsortium zählt bereits 110 Partner aus Wissenschaft und Wirt-

Die Ziele des Projektes Carbon Concrete Composite sind mit dem Ausbau, der Ansiedlung und Neugründung von Unternehmen entlang der gesamten Wertschöpfungskette (Chemie, Maschinen-

bau, Carbonbewehrung, Verarbeiter/ Anwender, Werkstoffe (Beton), Ingenieurwesen und Elektrotechnik) verbunden – von den Grundmaterialien bis zum fertigen Bauwerk. Parallel dazu werden Bildungsangebote (Aus- und Weiterbildung) für alle wertschöpfungsrelevanten Etappen entwickelt und in neue Berufsbilder überführt. Die Erwartungen für die genannten Bereiche sind hoch: Produktion und Umsätze sollen wachsen, die Partner werden sich stärker vernetzen und interagieren, Arbeitsplätze in neuen Bereichen entstehen. Titel: C³-Projekt Förderer: Bundesministerium für Bildung und Forschung Zeitraum: 09.2013 bis 2020 Konsortialführer: TU Dresden, Institut für Massivbau Leiter: Prof. Dr.-Ing. Dr.-Ing. E.h. MANFRED CURBACH Bearbeiter: Dr. Ing. FRANK SCHLADITZ Projektpartner: Konsortium aus ca. 110 Firmen, Verbänden und Institutionen Ansprechpartnerin: ANGELA REUTE angela.reute@tu-dresden.de

Beton- und Stahlbetonbau 110 (2015), Heft 1

VERANSTALTUNGSKALENDER

Kongresse – Symposien – Seminare – Messen Ort und Termin

Veranstaltung

Auskunft und Anmeldung

Leipzig 27.1.

10. Leipziger Abdichtungsseminar Abdichtung von baulichen Anlagen in der Landwirtschaft Aktuelle Entwicklungen im bauaufsichtlichen Regelungsbereich – Die regelkonforme Abdichtung – Neue Normenreihe DIN 18531 – DIN18535 – Aus der Praxis

MFPA Leipzig www.mfpa-leipzig.de

VDI-Arbeitskreis Technikgeschichte – Berlin – Istanbul. Die Infrastrukturentwicklung zweier Metropolen im Vergleich, 12. Februar – Zeitlos oder Zeitbild? Vitruvs zehn Bücher ‚De architectura‘, 19. Februar – Immer höher und immer kühner – Ziegelbauten im kaiserzeitlichen Rom, 26. Februar – Semantik und Bauorganisation: Hellenistische Steinmetzmarken in Kleinasien, 26. März – Raffinessen beim Bau griechischer Tempel. Geplante Krümmungen und andere bautechnische Feinheiten, 30. April

Arbeitskreis Technikgeschichte im VDI-Bezirksverein Berlin-Brandenburg KARL-EUGEN KURRER karl-eugen.kurrer@wiley.com

3.2. in Braunschweig 10.2. in Rendsburg 17.2 in Osnabrück 25.2. in Oldenburg 3.3. in Hannover 10.3. in Wismar 17.3. in Bremen 24.3. in Göttingen 11.2. in Apolda 18.2. in Berlin 24.2. in Zwickau 26.2. in Leipzig 3.3. in Dresden 5.3. in Neubrandenburg 12.3. in Potsdam 19.3. in Magdeburg 26.3. in Berlin

Beton-Seminare 2015 aktuelle Normen – praktische Abläufe – Neuerungen im technischen Regelwerk und deren Auswirkungen auf Planung und Ausführung – Ursachen und Einflussgrößen von Rissen sowie deren Einfluss auf Tragfähigkeit, Gebrauchstauglichkeit und Dauerhaftigkeit – Ausführung massiger Bauteile vom Einbau bis zur Nachbereitung – leichtverarbeitbare und selbstverdichtende Betone

BetonMarketing Nordost GmbH henze@bmnordost.de www.beton.org

Esslingen 5.2. bis 6.2.

Betonmonitoring Technologien zur Beurteilung und Sicherstellung der Dauerhaftigkeit – Einbau und Betrieb von Monitoringsystemen – Praxisergebnisse – Zustandsdiagnose schadhafter Bauwerke – Lebensdauermodell

Technische Akademie Esslingen www.tae.de

Wuppertal 9.2. bis 10.2.

Professionelle Rhetorik für Ingenieure und Techniker

Technische Akademie Wuppertal www.taw.de

Lauterbach 9.2. bis 13.2.

Lehrgang für Ingenieure der Bauwerksprüfung nach DIN 1076 – bundesweit anerkannter Lehrgang des VFIB (Grundlehrgang)

Bauakademie Hessen-Thüringen e.V www.bauhut.de

10.2. in MünchenOttobrunn 19.2. in Bochum 24.2. in Hamburg 10.3. in Frankfurt/M. 12.3. in Berlin 12.3. in Nürnberg

DBV-Regionaltagungen „Bauausführung“

DBV Berlin falk@betonverein.de www.betonverein.de → Veranstaltungen

Beton- und Stahlbetonbau 110 (2015), Heft 1

VERANSTALTUNGSKALENDER

Ort und Termin

Veranstaltung

Auskunft und Anmeldung

Ostfildern 12.2. bis 13.2.

Korrosionsschutz nach DIN EN ISO 12944 Korrosionsschutz von Stahlbauwerken durch Beschichten – Eigenschaften der Beschichtungsstoffe und Beschichtungssysteme auf Polymerbasis – Anwendung bei Erstbeschichtung und Instandsetzung – Inhalte der Basisnorm DIN EN ISO 12944 Teil 1 bis 8

Technische Akademie Esslingen www.tae.de

Krefeld 19.2. bis 19.3.

Qualifizierte Führungskraft in der Betoninstandhaltung nach DAfStb-Richtlinie

BZB Akademie www.bzb.de

Krefeld 20.2. bis 14.3.

Zertifizierter sachkundiger Planer für Betoninstandhaltung

BZB Akademie www.bzb.de

Lauterbach 23.2.

Weiße Wannen – Sicher im Detail

Bauakademie Hessen-Thüringen e.V www.bauhut.de.

Braunschweig 23.2. bis 24.2.

Vom Schüttgut zum Silo: Charakterisieren und Lagern von Pulvern und Schüttgütern Fließverhalten – Lagern von Schüttgütern – Siloauslegung – Spannungen in Silos – Entmischung – Austraggeräte und Austraghilfen – Dosieren – Neue Silonorm DIN 1055-6:2005-03 und Eurocode 1 Teil 4 (DIN EN 1991-4) – Beispiele

Forschungs-Gesellschaft Verfahrens-Technik e.V. (GVT) Tel.: +49 69 7564 118 www.gvt.org

Lauterbach 23.2. bis 6.3.

SIVV-Lehrgang (Schützen, Instandsetzen, Verbinden, Verstärken)

Bauakademie Hessen-Thüringen e.V www.bauhut.de.

Ostfildern 23.2. bis 14.4.

Sachkundiger Planer für Schützen, Instandsetzen und Verstärken von Stahlbeton Weiterbildung im Sinne der DAfStb-Richtlinie unter Beachtung weiterer Regelwerke

Technische Akademie Esslingen www.tae.de

Ulm 24.2. bis 26.2.

59. BetonTage – Praxis im Fokus

FBF Betondienst GmbH www.betontage.de

Aachen 24.2. bis 28.2.

Zertifizierung zum sachkundigen Planer im Bereich Schutz und Instandsetzung von Betonbauteilen Regelwerke und Normen – Zustandsaufnahme von Betonbauwerken – Instandsetzungskonzepte – Ausführungsplanung von Instandsetzungen – Besonderheiten/Einzelgebiete – Überwachung der Ausführung Bewerbungsschluss: 30.01.2015

Bau-Überwachungsverein BÜV e.V. Berlin Tel.: 030 3198914-20 vidackovic@bvpi.de

Stuttgart 25.2.

Baumängel/ARdT/Abnahme sowie praktischer Umgang mit Mangelstreitigkeiten

BVMB-Service GmbH www.bvmb.de/veranstaltungen

Berlin 3.3.

Messen im Bauwesen: Automatisierte Messdatenverarbeitung

BAM Berlin http://anmeldung.bw-vdv.de

Wuppertal 9.3.

Nachträgliche Bauwerksabdichtung in der Altbausanierung: Von den Grundlagen bis zur Anwendung Feuchteschäden – Ablauf und Umfang in der Ausführungsplanung – nachträglich eingebaute Horizontalsperren – Vertikalabdichtungen – Verfahren zur Entfeuchtung von erdberührten Bereichen – flankierende Maßnahmen in der Feuchtereduzierung

Technische Akademie Wuppertal www.taw.de

Esslingen 9.3. bis 11.3.

Brandschutznormung und Ingenieurmethoden im Brandschutz Anwendung, Sicherheitskonzept und Beispiele – aktuelle DIN 18232-2 – Entrauchungsanlagen – Brandsimulation – Industriebaurichtlinie – Anwendungsgrenzen von Rechenverfahren – Praxiserfahrungen mit Brandschutzkonzepten – Beispiele

Technische Akademie Esslingen www.tae.de

Beton- und Stahlbetonbau 110 (2015), Heft 1

VERANSTALTUNGSKALENDER

Ort und Termin

Veranstaltung

Auskunft und Anmeldung

Lauterbach 10.3. bis 11.3.

Lehrgang Zerstörungsfreie Prüfverfahren für Ingenieure der Bauwerksprüfung nach DIN 1076 – VFIB – Wahlpflichtlehrgang zur Zertifikatsverlängerung

Bauakademie Hessen-Thüringen e.V www.bauhut.de

Regensburg 11.3. bis 12.3.

24. Kolloquium der OTH Regensburg „Rheologische Messungen an Baustoffen“ Messung und Steuerung der Fließeigenschaften von Baustoffen Mörtel, Putze, Estriche, Frischbeton

Ostbayerische Technische Hochschule Regensburg www.schleibinger.com → Aktuelles

Lauterbach 16.3. bis 17.3.

Bauüberwachung von Ingenieurbauten – Anwendung des Merkblatts M-BÜ-ING Schwerpunkt 1: „Beton, Betoninstandsetzungsbaustellen und Bauverfahren“ (BASt-Lehrgang)

Bauakademie Hessen-Thüringen e.V www.bauhut.de

Dresden 17.3.

Feuchteschutz und Bauwerksabdichtung

EIPOS www.eipos.de/weiterbildung

Leipzig 19.3.

11. Tagung Betonbauteile „Betonbauwerke für die Zukunft“ Eurocode-Praxis: Bewehrungsregeln, Spannbetonbauteile, Windund Schneelasten – DAfStb-Richtlinie „Verstärken von Betonbauteilen mit geklebter Bewehrung“ – Faserbetone – Befestigungstechnik – Dichte Behälter für die Landwirtschaft – BIM

HTWK Leipzig www.htwk-leipzig.de

Darmstadt 19.3. bis 20.3. und 26.3. bis 27.3.

Darmstädter Betonfertigteiltage 2015 Gestaltung, Entwurf und Fertigung – Vordimensionierung – Vorspannung – Europäische Regelungen – Brandschutz – Verbindungen – Konstruktion – Bemessung

FDB Bonn www.beton.org/ veranstaltungskalender

Altendorf bei Nürnberg 24.3.

Sanierung von Flachdächern und Bauwerksabdichtungen Rechtsfragen – Technik – Werkstoffe – Gründächer – Bauphysik/Schadensbeispiele – Brandschutz – Innovationen

Technische Akademie Wuppertal ww.taw.de

Altendorf bei Nürnberg 25.3. bis 26.3.

Betonrohrvortrieb in der Ver- und Entsorgungtechnik Stand der Technik nach DIN 18319 und DIN 18196 – neue Druckübertragungssysteme – Ausschreibung – Vertragsgestaltung

Technische Akademie Wuppertal www.taw.de

Frankfurt 25.3. bis 26.3.

Fireprotec – Symposium mit Fachausstellung rechtliche Aspekte des vorbeugenden Brandschutzes – Neuerungen – Änderungen der Anforderungen – Realisierung in der Praxis – anlagentechnischer, baulicher und betrieblicher Brandschutz

Mesago Messe Frankfurt CLAUDIA GÖHLER www.mesago.de/fireprotec

Lauterbach 20.4. bis 24.4.

Sachkundige Planung, Überwachung und Prüfung der Instandsetzung von Betonbauteilen nach ZTV-ING und RiLi-SIB (BASt-Lehrgang)

Bauakademie Hessen-Thüringen e.V www.bauhut.de

Lauterbach 20.4. bis 25.4.

Qualifizierte Führungskraft in der Betoninstandsetzung (RILI-SIB, ZTV-ING, DIN EN 1504)

Bauakademie Hessen-Thüringen e.V www.bauhut.de

Dresden ab 23.4.

Sachkundiger Planer für Betonerhaltung

EIPOS www.eipos.de/weiterbildung

Dresden ab 24.4.

Sachverständiger für Schäden an Gebäuden – Stufe I

EIPOS www.eipos.de/weiterbildung

Münster 7.5.

Münsteraner Tunnelbau-Kolloquium

Fachhochschule Münster Prof. DIETMAR MÄHNER www.fh-muenster.de/tunnel

Beton- und Stahlbetonbau 110 (2015), Heft 1

Arbeiten_Spanien_Arbeiten_in 18.12.14 09:57 Seite 1

Arbeiten in … Spanien „Spanien wird aus der Durststrecke umso präparierter für die Globalisierung hervorgehen“ WISSENSWERTES ZUM SPANISCHEN BAU-ARBEITSMARKT IM ÜBERBLICK:

Fünf Fragen an Miriam Haag; Dipl. Arch. ETH, Architektin, MBA; Projektpartnerin zuständig für den Geschäftsaufbau in Brasilien bei Drees & Sommer; zuvor von 2006 – 2009 bei Santiago Calatrava in Valencia und von 2010 – 2011 bei Drees & Sommer auf Mallorca jeweils Projektleiterin

Zentrum von Barcelona

1. Sie haben Planung und Bau eines Hotelprojektes auf Mallorca in leitender Funktion bis zur kompletten Ausstattung betreut – Arbeiten auf Mallorca? Wie geht man da mit dem UrlaubsVorurteil um? Das gab es so manch leichtfertige Vorurteile wie „Du arbeitest auf Mallorca? Dafür müsstest Du doch eigentlich Geld zahlen, anstatt welches zu bekommen“. An sich ist arbeiten auf Mallorca aber eher schwieriger als in anderen Teilen Spaniens: die Insellage erschwert den Transport von Menschen und Waren; strenge Restriktionen für Bautätigkeiten gelten während der Touristensaison (bzgl. Lärm, Staub, etc.); während eben dieser Hochsaison wird der Alltag von den Touristen stark erschwert (Flughafen voll, mehr Autoverkehr, Hotels ausgebucht, Mieten steigen, Restaurants sind voll); der Anspruch an die Bauqualität ist höher, da es sich wie in meinem Falle um ein Luxushotel handelte, deren internationale Klientel befriedigt werden muss. Aber es gibt schon auch schöne Seiten an einem Einsatz in Mallorca. So kann man z. B. vor oder nach der Arbeit noch eine Runde im Meer schwimmen, mallorquinische Spezialitäten (z. B. Sobrasada, soz. spanisches Chorizo zum Streichen) und leckeren Rotwein auf mittelalterlichen Dorfplätzen zum Abendessen genießen, bei den Fahrten von und zum Flughafen die beeindruckende Landschaft bewundern … 2. Wie stellte sich Ihnen die Wahrnehmung Ihrer spanischen Kollegen gegenüber deutschen und Kollegen aus anderen Ländern dar? Wir haben für das Projektmanagement innerhalb kürzester Zeit eine lokale Mannschaft aus Architekten und Bauingenieuren zusammengetrommelt gehabt, die alle ganz „heiß“ darauf waren, für eines der führenden Unternehmen der deutschen Immobilien- und Baubranche arbeiten und von seiner Expertise lernen zu können. Allerdings war nicht alles immer „sonnig“, die verschiedenen Beteiligten mussten zunächst Vertrauen ins lokale Know-how entwickeln. Die sprachliche Komponente tat vermutlich ihr Übriges dazu, da es bei einer Kommunikation in Englisch zwischen Nicht-Muttersprachlern sicherlich zu gewissen Informationsverlusten und/oder Missverständnissen kam.

– praktische Hinweise für Einreise und Alltag Auto kann man aus Deutschland einführen, sollte dieses aber nach spätestens 6 Monaten ummelden, was lokale Werkstätten und Autohändler anbieten. Ansonsten üblicherweise Anreise aus Deutschland per Flugzeug. Eher langwierig: Bus oder Fähre aus z. B. Italien. Bei Behördengängen muss man sich oft auf lange Wartezeiten gefasst machen. Und, falls noch keine Spanischkenntnisse vorhanden, auf jeden Fall einen Übersetzer mitnehmen. Zusätzlich zur gesetzlichen Krankenversicherung haben viele Spanier eine private Krankenversicherung, die den Besuch von privaten Praxen und Krankenhäusern erlaubt, was normalerweise Wartezeiten bei der Behandlung durch Spezialisten vermeidet. – offene Stellen in welchen Bereichen Weiterhin ist der Arbeitsmarkt sehr angespannt, was weiterhin viele Spanier dazu veranlasst, auf Jobsuche ins Ausland zu gehen.

Miriam Haag Dipl. Arch. ETH, Architektin, MBA

– erforderliche Papiere Als EU-Bürger prinzipiell Niederlassungsfreiheit, wenn auch einige Gemeinden inzwischen angeblich den Nachweis eines Arbeitsplatzes für die Registrierung fordern. Als Ausländer erhält man dann die NIE (Número de Identidad de Extranjero – Ausländernummer), die man ab dann für sämtliche administrativen Vorgänge benötigt (Krankenversicherung, Bankkonto, SIM-Karte, etc.).

Barcelona Park Guell

Arbeiten_Spanien_Arbeiten_in 18.12.14 09:57 Seite 2

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Arbeiten in … Spanien Aber auch die Spanier – dabei sollte man ja eigentlich nicht generalisieren – zeigten zum Teil eine gewisse Skepsis gegenüber Ausländern z. B. gegenüber den Einwanderern aus Osteuropa, Afrika oder Südamerika. Heute bieten diese Länder vielen Spaniern Arbeit, wie z. B. Mexiko, Panama, Peru oder Brasilien.

Alhambra, Granada Spanien

– Gehälter Durch den o. g. angespannten Arbeitsmarkt sind die Gehälter dramatisch gesunken, so dass für eine qualifizierte Ingenieursstelle max. € 40.000 Jahresgehalt drinnen sind. Einstiegsgehälter ab ca. € 20.000. – Steuern MwSt. beträgt aktuell 21%. Ca. 25% Abzug vom Bruttogehalt für Krankenversicherung, Lohnsteuer, Arbeitslosenversicherung und Rente. Balearen, Kanaren und Enklaven Ceuta und Melilla mit Sonderbehandlungen.

3. „Arquitecto“ und „arquitecto técnico/aparejador“ – welche Rolle © gekaskr – Fotolia.com kommt diesen beiden Positionen auf der Baustelle zu? Der „arquitecto“ ist der planende Architekt, der mit seinem Master die Zulassung in die örtliche Architektenkammer erhält, um z. B. Bauanträge einzureichen. Der „arquitecto técnico“, im Volksmund „aparejador“ gennant, ist dagegen für die Ausschreibung und Qualitätssicherung auf der Baustelle verantwortlich. Dabei kann der „arquitecto técnico“ direkt beim Architekten angestellt sein oder seine Dienste sowohl dem Architekten als auch dem Bauherren direkt anbieten. Zusammen formen sie ein starkes Gespann im Namen des Bauherren und der Baukultur, denn sie haben Kraft ihres Amtes Weisungsbefugnis gegenüber den ausführenden Firmen und können, z. B. im Falle von ausstehenden Zahlungen, die finale Unterschrift unter die Bauabnahme verweigern, ohne die die öffentlichen Versorger (Strom, Wasser, Gas) nicht liefern.

– interessante Links Instituto Cervantes (zur Vorbereitung aus Deutschland) Goethe-Institut (vor Ort) Webseite des Auswärtigen Amtes Architektenkammer: www.cscae.com Ingenieurskammer: www.ciccp.es

Plaza de Espana

4. Sie haben das Platzen der Blase auf dem spanischen Baumarkt erlebt. Wie gingen die Menschen damit um? 2006 bin ich noch zur Boom-Zeit nach Spanien gegangen. Alle kauften Wohnungen, Ferienhäuser am Strand oder in den Bergen, jeder wollte seinen Schnitt machen, denn die Preise schienen unaufhaltsam zu steigen. Abgesehen davon neigt man in Spanien traditionell dazu, zu kaufen und nicht zu mieten. Die Stärke, mit der das Platzen der Immobilienblase Spanien getroffen hat, scheint mir trotzdem unverhältnismäßig. Aber man ließ sich nicht entmutigen und ich habe viel von dieser Kreativität gelernt, aus misslichen Situationen das Beste zu machen. Von daher glaube ich, dass Spanien aus dieser Durststrecke umso präparierter für die Globalisierung hervorgehen wird, sei es in Bezug auf Ausbildung, oder Flexibilität und Innovationen

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Was mich bis heute fasziniert an Spanien ist das Thema „Essen“. Ein deftiges „Almuerzo“ (meine Lieblingsmahlzeit) gegen 11 Uhr mit einer leckeren Tortilla Española zwischen Besprechungen oder Betonagen, das Mittagessen ab 14 Uhr (!) mit Vorspeise, Hauptspeise, Nachtisch und Kaffee sowie das Abendessen, das am Wochenende schon auch mal erst um 23 Uhr anfangen kann. Dabei sind die Inhalte der Speise- und Weinkarte auch immer ein beliebtes Gesprächsthema, von dem aber auch alle viel zu verstehen scheinen. Köstlich!

5. Würden Sie heute wieder ein Projekt in Spanien übernehmen wollen? Jederzeit, wenn auch aktuell auf Grund meiner beruflichen Tätigkeit nicht angedacht. Denn in Spanien vereint sich m. E. eine gewisse europäische Grundordnung mit einer entspannteren Latinomentalität, abgesehen von den netten Menschen, dem leckeren Essen und Trinken sowie dem guten Wetter. Aber auch die Architektur ist meines Erachtens herausragend und bietet die Basis für eine spannende Arbeit vor Ort.

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Der Landesbetrieb Straßenbau erbringt Dienstleistungen fü r die Verkehrsinfrastruktur in NRW. Dabei hat er insbesondere die Aufgaben Planung, Bau und Betrieb der Bundesautobahnen und Bundes- und Landesstraßen. Der Landesbetrieb Straßenbau NRW hat eine Zentralverwaltung mit dem Betriebssitz in Gelsenkirchen, sowie weitere Regional- und Autobahnniederlassungen, Fachcenter und Straßenmeistereien/Autobahnmeistereien. Im Betriebssitz, Hauptabteilung 3, Abteilung Konstruktiver Ingenieurbau, ist die Stelle

Leitung der Abteilung Konstruktiver Ingenieurbau

zu besetzen. Genauere Angaben über den Stelleninhalt sowie das Anforderungsprofil entnehmen Sie bitte unserer Homepage unter www.strassen.nrw.de/service/ jobs/stellen/index.html Bitte bewerben Sie sich unter Angabe der Kennziffer: 0000.34000.010/2684: Landesbetrieb Straßenbau NRW Hauptabteilung Personal/Recht Frau Mann; B 514 Wildenbruchplatz 1 45888 Gelsenkirchen Mail: sonja.mann@strassen.nrw.de

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W2-Professur für das Fachgebiet Holzbau (Ref. Nr. B 14/021) baldmöglichst zu besetzen. Mit über 15.000 Studierenden gehört die Technische Hochschule Mittelhessen zu den größten Fachhochschulen in Deutschland. Zur Verstärkung unseres Kollegiums suchen wir eine Persönlichkeit mit fundierter Praxiserfahrung in dem Bereich des konstruktiven Holzbaus. Sie/Er hat das Berufungsgebiet in Forschung und Lehre (auch in den Grundlagenveranstaltungen) zu vertreten und muss ggf. die Lehrveranstaltungen auch in englischer Sprache abhalten. Erwartet werden fundierte Kenntnisse im Ingenieurholzbau sowie in den Grundlagenfächern des konstruktiven Ingenieurbaus. Wir erwarten von unseren Professorinnen und Professoren Engagement und Initiative, die Fähigkeiten zur Motivation für eine praxisorientierte Lehre und Freude bei intensiver Betreuung unserer Studierenden, sowie eine erfolgreiche und einschlägige praktische Tätigkeit in der Industrie bzw. in der industrienahen Forschung, sowie die Bereitschaft und Befähigung Drittmittel in der angewandten Forschung einzuwerben. Nähere Informationen zu der zu besetzenden Professur – insbesondere die sich aus den §§ 61 und 62 HHG ergebenden Einstellungsvoraussetzungen des Landes Hessen – entnehmen Sie bitte unserer Homepage unter go.thm.de/stellen. Wir bieten unseren Professorinnen und Professoren eine Einarbeitung durch Teilnahme an hochschuldidaktischer Grundschulung, ein leistungsorientiertes Entgelt, Arbeiten in angenehmer und kollegialer Atmosphäre sowie die Mitarbeit in den Kompetenzzentren mit fächerübergreifender praxisbezogener Forschung. Im o. g. Bereich besteht eine Verpflichtung zur Erhöhung des Frauenanteils. Wir begrüßen deshalb ausdrücklich die Bewerbungen qualifizierter Frauen. Vollzeitstellen sind grundsätzlich teilbar. Bewerberinnen und Bewerber mit Kindern sind willkommen – die Technische Hochschule Mittelhessen bekennt sich zum Ziel der „familiengerechten Hochschule". Schwerbehinderte werden bei gleicher Qualifikation bevorzugt berücksichtigt. Richten Sie bitte Ihre aussagefähige Bewerbungsmappe (E-Mail-Bewerbungen können nicht akzeptiert werden) unter Angabe der Kennziffer bis zum 09. Februar 2014 (Eingangsdatum) an den Präsidenten der Technischen Hochschule Mittelhessen Wiesenstraße 14 • 35390 Gießen

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Impressum Die Zeitschrift „Beton- und Stahlbetonbau“ veröffentlicht Beiträge über Forschungsvorhaben und -ergebnisse sowie über Entwurf, Berechnung, Bemessung und Ausführung von Beton-, Stahlbeton- und Spannbetonkonstruktionen im gesamten Bauwesen.

Produkte und Objekte Dr. Burkhard Talebitari Tel.: +49 (0)30 / 47031-273, Fax: +49 (0)30 / 47031-229 btalebitar@wiley.com

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 – durch Fotokopie, Mikrofilm oder andere Verfahren – reproduziert oder in eine von Maschinen, insbesondere von Datenverarbeitungsanlagen, verwendbare Sprache übertragen werden. Auch die Rechte der Wiedergabe durch Vortrag, Funk oder Fernsehsendung bleiben vorbehalten. 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.

Gesamtanzeigenleitung Fred Doischer

Redaktion Prof. Dipl.-Ing. DDr. Dr.-Ing. E.h. Konrad Bergmeister Dipl.-Ing. Kerstin Glück Universität für Bodenkultur Wien, Institut für Konstruktiven Ingenieurbau Peter-Jordan-Straße 82, A-1190 Wien Tel.: +43 (1)47654-5253, Fax: +43 (1)47654-5292 bust@iki.boku.ac.at Wissenschaftlicher Beirat Prof. Dr.-Ing. Dr.-Ing. E.h. Manfred Curbach TU Dresden, Institut für Massivbau D-01062 Dresden Tel.: +49 (0)351/46337660, Fax: +49 (0)351/46337289 manfred.curbach@tu-dresden.de Prof. Dr.-Ing. Dipl.-Wirtsch.-Ing. Oliver Fischer TU München, Lehrstuhl für Massivbau D-80290 München Tel.: +49 (0)89/28923038, Fax: +49 (0)89/28923046 oliver.fischer@tum.de Dr.-Ing. Lars Meyer Deutscher Beton- und Bautechnik-Verein E.V. Postfach 110512 Kurfürstenstraße 129, D-10835 Berlin Tel.: +49 (0)30/236096-0, Fax: +49 (0)30/236096-23 meyer@betonverein.de Dr.-Ing. Karl Morgen WTM ENGINEERS GmbH Beratende Ingenieure im Bauwesen Ballindamm 17, D-20095 Hamburg Tel.: +49 (0)40/35009-0, Fax: +49 (0)40/35009-100 info@wtm-hh.de Verlag Wilhelm Ernst & Sohn Verlag für Architektur und technische Wissenschaften GmbH & Co.KG Rotherstraße 21, D-10245 Berlin Tel. +49 (0)30 / 47031-200, Fax +49 (0)30 / 47031-270 info@ernst-und-sohn.de www.ernst-und-sohn.de Amtsgericht Charlottenburg HRA33115B Persönlich haftender Gesellschafter: Wiley Fachverlag GmbH, Weinheim Amtsgericht Mannheim HRB 432736 Geschäftsführer: Prof. (h.c. mult.) Dr. Peter Gregory Steuernummer: 47013 / 01644 Umsatzsteueridentifikationsnummer: DE 813496225

Anzeigenleitung Annekatrin Gottschalk Tel.: +49 (0)30/47031-249, Fax: +49 (0)30/47031-230 annekatrin.gottschalk@wiley.com Verkauf von Sonderdrucken Janette Seifert Tel.: +49 (0)30 / 47031-292, Fax: +49 (0)30 / 47031-230, janette.seifert@wiley.com www.ernst-und-sohn.de/sonderdrucke Kunden-/Leserservice Wiley-VCH Kundenservice für Ernst & Sohn Boschstr. 12, D-69469 Weinheim Tel.: +49 (0)8001800536 (innerhalb Deutschlands) +44(0)1865476721 (außerhalb Deutschlands) Fax: +49(0)6201606184 Schnelleinstieg: www.wileycustomerhelp.com Einzelheft-Verkauf: CS-Germany@wiley.com Aktuelle Bezugspreise Die Zeitschrift „Beton- und Stahlbetonbau“ erscheint mit 12 Ausgaben pro Jahr. Neben „Betonund Stahlbetonbau print“ steht „Beton- und Stahlbetonbau online“ im PDF-Format über den Online-Dienst WileyOnlineLibrary im Abonnement zur Verfügung. Bezugspreise

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Beilagenhinweis: Diese Ausgabe enthält folgende Beilagen: Bildungszentren des Baugewerbes e.V., 47809 Krefeld; Technische Akademie Esslingen, 73760 Ostfildern

Beton- und Stahlbetonbau 110 (2015), Heft 1

Vorschau 2/2015 Zum Bild Anspannen der Querspannglieder bei der Ertüchtigung der Nibelungenbrücke in Worms

stärkungsmaßnahmen, um vorhandene und bisher nicht bekannte Defizite aufzuzeigen.

J. Hegger, G. Marzahn, F. Teworte, M. Herbrand Zur Anwendung des Hauptzugspannungskriteriums bei der Nachrechnung bestehender Spannbetonbrücken In einem Forschungsvorhaben wurden Bemessungsverfahren formuliert, die in die erste Ergänzung zur bestehenden Nachrechnungsrichtlinie implementiert wurden. Anhand einer Hohlkastenbrücke des Bundesautobahnnetzes werden die Anwendung erläutert und die wesentlichen Ergebnisse dargestellt.

S. Lühr, K. Morgen, M. Wieser Stahlbetonfahrbahnplatte aus Fertigteilen mit Ortbetonergänzung beim Ersatzneubau der Brücke Horsterdamm Die alte Straßenbrücke Horsterdamm wies erhebliche Schäden auf und musste ersetzt werden. Die neue Brücke wurde als Stabbogenbrücke mit einer Stahlbetonfahrbahn als Verbundkonstruktion geplant und realisiert, wobei zahlreiche Leitungen ein Verschalen auf der Unterseite nahezu unmöglich machten.

K. Haveresch Erfahrungen beim Nachrechnen und Verstärken von Straßenbrücken Im Beitrag wird über Erfahrungen berichtet, die bei der Nachrechnung von ca. 200 Brücken in Nordrhein-Westfalen gewonnen wurden.

Ph. Hadl, R. della Pietra, K. Huy Hoang, E. Pilch, N. V. Tue Erstanwendung von UHPC als direkt befahrener Aufbeton bei der Integralisierung einer bestehenden Brücke in Österreich Ultrahochleistungsbeton hat großes Potenzial für die Verstärkung bestehender Bauwerke. Die Umsetzung bei diesem Pilotprojekt erfolgt durch den Einsatz einer dünnen UHPC Schicht, die eine Tragfähigkeitserhöhung bewirken und gleichzeitig die Abdichtung sowie den bituminösen Belag ersetzen soll.

T. Zichner, E. Pelke Ertüchtigung der Nibelungenbrücke Worms Die Ertüchtigung der Nibelungenbrücke über den Rhein bei Worms war eine sehr komplexe Maßnahme, da die Vorlandbrücken mit einer Strombrücke, die eine der ersten im Freivorbau errichtete Spannbetonbrücke ist, verknüpft sind. Der Bericht konzentriert sich auf die ungewöhnlichen Baumaßnahmen zur Ertüchtigung der Strom- und Vorlandbrücken. B. Novák, E. Pelke, V. Boros, J. Reinhard, D. Berger Endverankerungen bei Instandsetzung von Talbrücken mit externer Vorspannung Die Instandsetzung von bestehenden Massivbrücken durch externe Vorspannung kann eine effiziente Maßnahme der Tragwerksertüchtigung darstellen. Es erfolgte eine systematische Analyse dieser Art von Ver-

J. Akkermann, A. Hewener Seismische Isolierung des Gebetssaals der Großen Moschee von Algerien In Algier entsteht derzeit die drittgrößte Moschee der Welt in einer seismisch hoch aktiven Zone. Erdbebenentwurf und -bemessung des Gebäudes werden beschrieben und die normativen Besonderheiten bei Planung, Ausschreibung und der Ausführung der Konstruktion gemäß Euro-Normen vorgestellt. Änderungen vorbehalten

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Aufgabenstellung: Die drittgrößte Moschee der Welt braucht einen innovativen Erdbebenschutz, für eine Dauer von 500 Jahren.

Aufgabenstellung: Reduzierung der Bauwerkbeschleunigungen aus Wind und Erdbeben am 220 m hohen Gebäude, um ausreichenden Komfort zu schaffen.

Aufgabenstellung: Vermeidung von Bauwerksbeschleunigungen des flammenförmigen, 200 m hohen Bauwerks bei Wind und Erdbeben.

Projektumfang: 38 MAURER MSM® Kalottenlager, davon 2 Pylonlager, welche je 23.000 t Auflast tragen. Dies entspricht dem Gewicht von ca. 15.000 Mittelklasse PKW‘s. Als Sonderbauteil leiten 8 Pendellager je 17.500 kN Kräfte aus den Rückspann-Seilen in die Fundamente ab.

Projektumfang: 246 Gleitpendellager mit Rotationsgelenk (Vorgabe 3 % dynamische Reibung und 2.400 mm effektiver Radius), 80 MAURER Hydraulikdämpfer MHD für 2.500 kN Dämpfkraft.

Projektumfang: 2 MAURER adaptive Hydraulikdämpfer für bis zu 80 kN Dämpfkraft und +/– 700 mm Bewegung, bedämpfen das 300-t-MassePendel. Monitoringsystem für Bewegung, Kraft und Beschleunigung.

Projektumfang: 1 MAURER Massenpendeldämpfer MTMD mit 450 t Pendelmasse und Hydraulikdämpfer MHD bedämpft 0,32 Hz und +/– 400 mm Bewegung; Monitoringsystem für Bewegung und Beschleunigung.

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