Mauerwerk 01/2013 by Ernst & Sohn

17. Jahrgang Februar 2013 ISSN 1432-3427 A 43283

Mauerwerk Zeitschrift für Technik und Architektur

– Erläuterungen zur Haftscherfestigkeit – Verbund von Bewehrung in Fugen und Aussparungen – Lastaufteilung und Widerstandsverhalten von Schubwänden – Biegeversuche an Leichtbeton-Schalungssteinen – Biegezugfestigkeit von Mauerwerk

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Lässt jede gut aussehen. Mit dem bewährten HALFEN Konsolanker HK4 hält Ihre Fassadenverblendung dauerhaft und optimal.

ie Verblendung von Fassaden ist attraktiv und wirtschaftlich. Damit eine solche Fassade auch langfristig standfest bleibt, muss das Eigengewicht der Verblendmauerschalen in die Gebäudekonstruktionen weitergeleitet werden. Dafür haben wir das HK4-Prinzip entwickelt: Konsolanker mit der Sicherheit und Perfektion, die eine moderne Montage von Verblendmauerwerk benötigt.

Viele Typen Alle Typen des HALFEN Konsolankers HK4 sind je nach Kundenwunsch in variablen Abmessungen lieferbar. Die wichtigsten Typen sind ständig lagermäßig verfügbar.

Viele Ergänzungen Zusätzlich bieten wir ein vielfältiges Ergänzungsprogramm, z.B. Einmörtelkonsolen für eine nachträgliche Verblendung, Attika-Verblendanker für rissgefährdete Attika-Konstruktionen sowie reichhaltiges Zubehör wie Gerüstanker, Maueranschlussanker und Luftschichtanker und eine anwenderfreundliche Bemessungssoftware.

Viele Anwendungsgebiete Der bewährte HALFEN Konsolanker HK4 bietet ein umfangreiches Lieferprogramm mit großer Typenvielfalt rund um das Verblendmauerwerk. Er ist in Edelstahl A4 erhältlich und für nahezu alle Arten von Abfangungen geeignet.

Viel Erfahrung In der bewährten Technik, den ausgereiften Konstruktionen und der hochwertigen Qualität des HALFEN Konsolankers HK4 zeigt sich das Know-How aus über 70 Jahren Befestigungstechnik und vielen tausend Projekten in der Herstellung von Abfangkonstruktionen.

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Konsolanker Typ HK4-U

Typengeprüfte Laststufen Mit der Unterteilung in die drei Laststufen 3,5 kN, 7,0 kN und 10,5 kN ist der HALFEN Konsolanker HK4 in Verbindung mit Halfenschienen, Betonschrauben oder Dübeln eine typengeprüfte und extrem wirtschaftliche Verankerung für verschiedene Anwendungen bei Verblendmauerwerk.

Auszug Übersicht HK-Typen

Viele Argumente, ein Fazit: Die Produkte von HALFEN bedeuten Sicherheit, Qualität und Schutz – für Sie und Ihr Unternehmen.

Viele Justiermöglichkeiten Der HALFEN Konsolanker HK4 bietet Ausgleichsmöglichkeiten von +/- 3,5 cm in der Höhe und ist somit bestens geeignet, vorhandene Rohbautoleranzen oder Einbau-Ungenauigkeiten von Dübeln auszugleichen. Eine optional erhältliche Druckschraube ermöglicht die Tiefenjustierung.

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Mauerwerk 2/2010 Halfen – 184 x 260 mm – 4c

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Inhalt

Im Oktober 2012 ist das Büro Heidenreich & Springer Architekten, Berlin, für die anspruchsvolle Sanierung und zeitgenössische Aufstockung des Sitzes der Bundesstiftung Baukultur mit dem BDA-Preis Brandenburg 2012 ausgezeichnet worden (s. S. 53). Foto: © Till Budde für die Stiftung Baukultur

Mauerwerk 1

Editorial 1

Wolfgang Brameshuber Baustoffkennwerte des Mauerwerks

Fachthemen 2

Wolfgang Brameshuber, Dorothea Saenger Erläuterungen zur Haftscherfestigkeit

Wolfgang Brameshuber, Dorothea Saenger Untersuchungen zum Verbund von Bewehrung in Lagerfugen und Aussparungen

Sebastian Ortlepp Lastaufteilung und Widerstandsverhalten von Schubwänden

Tobias Bacht, Lothar Stempniewski Großformatige Biegeversuche an Balken und wandartigen Trägern aus Leichtbeton-Schalungssteinen

Bitte beachten: Die gedruckten Jahresinhaltsverzeichnisse 2012 erhalten unsere Abonnenten mit der ersten A usgabe 2013.

Berichte

Oder online unter: www.ernst-und-sohn.de/artikeldatenbank

43 Arndt Göller Mikrowellen-Rasterfeuchtemessungen in Multischicht-Technologie

38 Ulf Schmidt, Wolfgang Brameshuber Biegezugfestigkeit von Mauerwerk

Rubriken 17. Jahrgang Februar 2013, Heft 1 ISSN 1432-3427 (print) ISSN 1437-1022 (online) Wilhelm Ernst & Sohn Verlag für Architektur und technische Wissenschaften GmbH & Co. KG www.ernst-und-sohn.de

37 Aktuell 49 Leserforum 51 Veranstaltungen 52 Firmen und Verbände 53 Wettbewerbe 54 Termine A4

Produkte und Objekte

A7 Anbieterverzeichnis

Aus Wiley InterScience wird Wiley Online Library www.wileyonlinelibrary.com, die Plattform für das Mauerwerk Online-Abonnement

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Produkte & Objekte

Neu im CLAYTEC Sortiment: Stampflehmbauteile und -elemente In enger technischer Kooperation mit dem österreichischen Ziegelwerk Eder ergänzt CLAYTEC sein Portfolio hochwertiger Lehmbaustoffe um ein innovatives und richtungweisendes neues Produkt. Mit dem neuen Angebot, aus CLAYTEC-Stampflehm fertige Bauteile und Elemente nach Kundenvorgaben herzustellen, wird jedem Interessenten ermöglicht, die beeindruckenden gestalterischen Möglichkeiten der Stampflehm-Bauweise einfach zu realisieren. Die ästhetischen Eigenschaften von Stampflehm sind einzigartig. Seine charakteristische horizontale Schichtung vermittelt zugleich tiefe Ruhe und sequentielle Dynamik. Eine Stampflehmwand ist durch ihren monolithischen Charakter ein Gestaltungselement mit Gewicht. Im Zusammenspiel mit „technisch“ an mutenden Werkstoffen wie Glas, Beton oder Stahl ergeben sich einzigartige Kontraste, mit Holz und anderen Naturbaustoffen ein harmonisches Zusammenspiel. Die archaische Präsenz einer Stampflehmwand ist ein starkes gestalterisches Alleinstellungsmerkmal, die Errichtung einer solchen Wand ist jedoch bislang immer auch mit großem Aufwand verbunden. Schließlich sind zu ihrer Herstellung eine speziell verstärkte Verschalung, immense Kräfte zum Verdichten und verhältnismäßig lange Trocknungszeiten notwendig. All dies zusammen lässt sich nicht auf jeder Baustelle ohne weiteres realisieren. Um die haptischen und gestalterischen Qualitäten des Stampf lehms unabhängig von bauphysikalischen, räumlichen und zeitlichen Beschränkungen des jeweiligen Bauvorhabens ausschöpfen zu können, bietet CLAYTEC Stampflehm-Fertigelemente an. Gemeinsam mit dem hochspezialisierten österreichischen Hersteller Eder (Inpure) wurde ein Manufaktur-Produktionsverfahren entwickelt, das es ermöglicht, Stampflehmbauteile und -ele-

mente „auf Maß“ vorab zu fertigen. Die hohe Qualität und Druckfestigkeit sowie das niedrige Schwindmaß der CLAYTEC-Stampflehme vereint mit den perfekten Produktionsbedingungen in der Inpure-Manufaktur von Eder ermöglichen die Herstellung von fertig gestampften und getrockneten Bauteilen. Diese Fertig zum Einbauen: ein StampflehmBauteil wird angeliefert können in nahezu jeder beliebigen Größe, abgestimmt auf die Gegebenheit der Baustelle, exakt nach Plan gefertigt werden. Dank elektronisch gesteuerter Schalungsherstellung sind, neben Wandscheiben und Vorsatzplatten in unterschiedlichen Dimensionen, auch Elemente wie Sitzbänke, Tresen und vieles mehr in frei gestalteter Formgebung realisierbar. Sogar die Farbgebung der charakteristischen Linienführung ist bis ins Detail planbar. Die fertigen Stampflehm-Bauteile werden schließlich am vorgesehenen Platz montiert oder aufgebaut. Als Innovatoren im Bereich Lehmbau macht CLAYTEC den Kunden die Vorteile dieser neuen Möglichkeiten im Stampf lehmbau nutzbar. In enger Produktionskooperation mit dem Ziegelwerk Eder bieten das Unternehmen deshalb ab sofort die Möglichkeit, Stampflehmbauteile und Stampflehmelemente nach Kundenwunsch vorzufertigen. Über alle Einzelheiten zu Planung, Ausführung, Technik und Bestellung informiert die neu angelegte Produktseite Stampflehmbauteile und -elemente. Weitere Informationen: CLAYTEC e. K., Nettetaler Straße 113, 41751 Viersen-Boisheim Tel.: 02153/9180, Fax: 02153/91818 service@claytec.de, www.claytec.de

DEUTSCHER MAUERWERKSKONGRESS 2013 UNTER DER HERAUSFORDERUNG DES KLIMAWANDELS

18. - 19. September 2013, Berlin Themenschwerpunkte: – Stand der Forschung zum Klimawandel – Bauen in der Zeit der Energiewende – Zukunftssichere Mauerwerkskonstruktionen – Einführung des Eurocode 6 – Workshops zur Bemessung und Ausführung von Mauerwerk – Künftige Energiestrukturen im Wohnungs- und Städtebau Anmeldung Technische Universität Berlin Fachgebiet Bauphysik und Baukonstruktionen Univ.-Prof. Dr.-Ing. Frank U. Vogdt Tel.: (030) 314-7214, Fax: (030) 314-72150 www.mauerwerkskongress.de

Deutsche Gesellschaft für Mauerwerks− und Wohnungsbau e.V.

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Produkte & Objekte

Bild 1. Ein aufgelockertes Konzept zweigeschossiger Baukörper prägt die Wohnbebauung im Houthschen Garten

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In klarer Architektursprache, schlicht und dabei elegant, haben Dieter Brandt und Dirk Baldauf von der db Planungsgruppe im Houthschen Garten in Steinfurt einen attraktiven modernen Wohnpark entwickelt. Die Sensibilität, mit der die Architekten sechs Häuser mit 21 Wohnungen in das historische Umfeld des Schlosses und der Altstadt eingefügt haben, wurde mit dem zweiten Platz des Westfälischen Preises für Baukultur prämiert. Das aufgelockerte Bebauungskonzept mit scharfkantiger, reduzierter Gebäudekubatur und die Fassadengestaltung mit hellem sandsteinfarbenem Hagemeister Klinker im Formatmix stehen im Einklang mit der Sandsteinarchitektur des angrenzenden Schlosses und tragen zur Bereicherung des Stadtbildes bei. Erhaltenswerte Bäume wie Blutbuche, eine große Platane, Esche, Kastanie und Bergahorn prägen seit dem 18. Jahrhundert den Houthschen Garten in Steinfurt. Auch nach seiner Bebauung mit hochwertigen Wohnhäusern bleibt der innerstädtische Naturraum des historischen Apothekergartens erhalten und der Blick auf das Steinfurter Schloss unverstellt. Optisch leitet der bebaute Park über zu den Grünzonen des Schlosses, dessen Sandstein architektur mit der Fassadengestaltung in hellem HagemeisterKlinker der Sortierung „Bergheim Fußsortierung“ korrespondiert. Um den Charakter des offenen Gartens zu erhalten, haben die Architekten, angelehnt an die angrenzende Straßenrandbebauung, die zweigeschossigen Wohnhäuser straßenbegleitend entlang der Grundstücksgrenze angeordnet. Zum Garten öffnet sich der Wohnpark mit reduzierter Rückbebauung und betont Blickbeziehungen zum Steinfurter Schloss. Auch die Gebäudehülle der sechs Häuser mit insgesamt 21 Wohnungen und zwei Ladenlokalen korrespondiert mit der historischen Umgebung. Der helle sandsteinfarbene Klinker „Bergheim Fußsortierung“ mit angeglichener Fugenfarbe nimmt Bezug zur Sandsteinarchitektur des Schlosses. Verstärkt wird dieser Effekt durch den Formatmix, die abgestimmte Vermauerung der vier verschiedenen Klinker-Formate DF, NF, 2DF und einem Sonderformat (240 × 115 × 140 mm). Die lagenweise wechselnd verarbeiteten Format-Schichten, die in ihrer Abfolge einer kleinteiligen Detailplanung folgen, beleben die Fassade. Neue Symme trien und Schattierungen verleihen dem Gebäude eine unverwechselbare Dynamik mit Naturstein-Anmutung. Die lebendige Fassadengestaltung kann sich besonders gut entfalten im Zusammenspiel mit der scharfkantigen klaren Gebäudekubatur der zweigeschossigen Baukörper. Schlicht und dabei elegant wirken die schmalen Gebäuderiegel mit den steilen Ziegel-Dächern, die auch das städtebauliche Umfeld der nahen Altstadt bestimmen. Im Kontext reduzierter Formensprache verzichten die Architekten auf Balkone zugunsten wind- und wetter-

DELTA®-TERRAXX DELTA®-THENE Schutz-, Drän- und Abdichtungssystem. Sicherer Schutz und zuverlässige Dränung von außen: Die kluge Strategie gegen Feuchtigkeit hält Grundmauern dauerhaft trocken und macht Keller als Wohnraum nutzbar. Die Richtlinien der DIN 18195 sind erfüllt, DELTA®-TERRAXX entspricht zudem der DIN 4095.

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Formatmix im Umfeld des Steinfurter Schlosses

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Produkte & Objekte Diese Mischung an Vielfalt und Einheitlichkeit verleiht dem modernen Wohnpark mit seinen imposanten historischen Blickbeziehungen einen ganz eigenen Charakter. Er macht den Houthschen Garten zu einem beliebten Wohnstandort, an dem sich Bewohner wohlfühlen und der Besucher und Passanten begeistert. Weitere Informationen: Hagemeister GmbH & Co. KG Klinkerwerk Buxtrup 3 48301 Nottuln Tel.: 02502/8040 Fax: 02502/7990 info@hagemeister.de www.hagemeister.de

Bild 2. Lagenweise gemischte Formatsschichten verleihen den Gebäuden eine lebendige Naturstein-Anmutung

geschützter Loggien. Diese nehmen das Element der Fensteröffnungen auf und beleben mit ihrer Tiefenstruktur und den daraus resultierenden Schattierungen das Fassadenbild. Die Beschränkung auf wenige hochwertige Materialien schafft einen harmonischen Gesamteindruck, dem sich jedes Detail unterordnet. Neben seinen optischen Qualitäten ermöglicht der Klinker eine wertige, langlebige Fassadengestaltung, mit der dem Anspruch gerecht wurde, gute Architektur mit wenigen Materialien zu realisieren. Bei aller Homogenität und harmonischer Gestaltung der Gebäudehülle bietet die Bebauung im Inneren eine vielfältige Auswahl an Grundrissen und Wohnungen.

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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 Telefon +49(0)30 470 31-292 Telefax +49(0)30 470 31-230 E-Mail janette.seifert@wiley.com

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Verblenderschalen: Wärmebrücken bis zu 70 % reduzieren Sollen Gebäude mit einem Verblendmauerwerk versehen werden, ist die Abfangung der Verblenderschale statisch zu planen, um die auftretenden Lasten sicher in die Gebäudehülle einzuleiten. Dafür sind Verblenderkonsolen ein probates Mittel. Verblenderschalenabfangungen stellen – wie alle anderen Durchdringungen der Wärmedämmung – konstruktive Wärmebrücken dar. Diesem Effekt begegnet die JORDAHL GmbH mit ihrer wärmetechnisch optimierten und bauaufsichtlich zugelassenen Verblenderkonsole JVAeco+. Die hier realisierte Verringerung der Querschnittswerte der Konsole und die konstruktive Änderung des Konsolrückens durch Einfügung einer Aussparung reduzieren den Wärmestrom deutlich. Ermöglicht wird diese statische Optimierung durch die Verwendung von nichtrostendem Lean-Duplex-Edelstahl. Dieser hochfeste Stahl besitzt die doppelte Festigkeit wie bisher verwendete Edelstahlsorten. Mit einer zusätzlichen JORDAHL® Thermomanschette JTM lassen sich bei der Verblenderkonsole JVAeco+ Wärmeverluste in der Luftschicht weiter minimieren. In der Wirkungsvolle Reduzierung von Wärmebauaufsichtlichen Zulassung brücken durch JORDAHL® JVA eco+ Ver(Z.-21.8-1868) sind die baublenderkonsolen: physikalischen Werte enthalVerwendung reduzierter Materialquerten, die dem Ingenieur oder schnitte durch Einsatz von Lean-DuplexArchitekten detaillierte WärEdelstahl und JORDAHL® Thermomanmebrückennachweise ermöglischette JTM chen. Durch die wärmetechnischen Verbesserungen können die hohen Anforderungen der EnEV und sogar von Passivhäusern oder Nullenergiehäusern bei reduzierten Dämmstoffstärken erfüllt werden. Bei Verwendung von JORDAHL® Verblenderkonsolen JVAeco+ lassen sich Wärmeverluste um bis zu 70 % gegenüber anderen konventionellen Lösungen reduzieren. Heinz-Jürgen Zamzow Weitere Informationen: JORDAHL GmbH www.jordahl.de

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Anbieterverzeichnis

Produkte & Dienstleistungen Abfangungen

Zweischaliges Befestigungstechnik n Mauerwerk

Schwerlastbefestigungen für Mauerwerk und Beton

Wilhelm Modersohn GmbH & Co. KG Eggeweg 2a 32139 Spenge Tel. (0 52 25) 87 99-0 Fax (0 52 25) 67 10 E-Mail: info@mfixings.de Internet: www.mfixings.de MOSO-Fassadenbefestigungen MOSO-Lochband Mauerwerks bewehrung MOSO-Fertigteilbefestigungen Konsolanker bis 25 kN Fassadenplattenanker bis 56 kN Luftschichtanker Gerüstverankerungen

Ankerschienen

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 Schwerlastbefestigungen für Mauerwerk und Beton

Mauerwerks abfangungen Schwerlastbefestigungen für Mauerwerk und Beton

Schwerlastbefestigungen für Mauerwerk und Beton

Bewehrungs elemente Schwerlastbefestigungen für Mauerwerk und Beton

Wilhelm Modersohn GmbH & Co. KG Eggeweg 2a 32139 Spenge Tel. (0 52 25) 87 99-0 Fax (0 52 25) 67 10 E-Mail: info@mfixings.de Internet: www.mfixings.de

Recticel Dämmsysteme GmbH Hagenauer Straße 42 65203 Wiesbaden Tel.: (06 11) - 92 76-7 Fax: (06 11) - 92 76-440 E-Mail: info@recticel-daemmsysteme.de Internet: www.recticel-daemmsysteme.de PUR/PIR-Hochleistungsdämmstoffe für die Kerndämmung

Fachliteratur

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 E-Mail: info@ernst-und-sohn.de Internet: www.ernst-und-sohn.de

Mauerverbinder Schwerlastbefestigungen für Mauerwerk und Beton

Wilhelm Modersohn GmbH & Co. KG Eggeweg 2a 32139 Spenge Tel. (0 52 25) 87 99-0 Fax (0 52 25) 67 10 E-Mail: info@mfixings.de Internet: www.mfixings.de

Mauerwerks anschlüsse Schwerlastbefestigungen für Mauerwerk und Beton

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Dämmstoffe

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Verankerungen

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JORDAHL GmbH Nobelstraße 51 D-12057 Berlin Tel. (0 30) 6 82 83-02 Fax (0 30) 6 82 83-4 97 e-Mail: info@jordahl.de Internet: www.jordahl.de JORDAHL Verblenderkonsolen, JORDAHL Einmörtelkonsolen, Luftschichtanker, Gerüstanker,

BETON: Verankerungstechnik FASSADE: Befestigungssysteme MONTAGETECHNIK: Produkte und Systeme Schwerlastbefestigungen für Mauerwerk und Beton

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Neue Rheinbrücke, Wesel; Foto: Nicolas Janberg

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Editorial

Baustoffkennwerte des Mauerwerks Liebe Leser der Zeitschrift Mauerwerk, auch wenn Sie der Gruß und die Wünsche mit Heft 1 nach Ablauf von mehr als einem Monat erreichen, so darf ich Ihnen dennoch ein erfolgreiches und gesundes Jahr 2013 wünschen. Der Trend zum Systemmauerwerk hält an, und so befasst sich der Artikel Bacht/ Stempniewski mit dem „Biegetragverhalten in Wandebene“ aus Leichtbeton-Schalungssteinen mit innenliegender Wärmedämmung. Das hier vorgestellte Wandsystem ist eines von derzeit einer ganzen Reihe unterschiedlichster Elemente, die aus der Erfordernis der EnEV 2012 entstanden sind. Ebenfalls mit der Biegetragfähigkeit befasst sich der Artikel von Schmidt, allerdings hier mit der generellen Modellierung des normalen Mauerwerks unter Biegebeanspruchung, die bei Erddruck in Kellerwänden oder Ausfachungswänden eine wichtige Kenngröße ist. Das Thema „Biegezugfestigkeit von Mauerwerk“, der zu den komplexeren Spannungszuständen bei Beanspruchung parallel zu den Lagerfugen und auch zu ansetzbaren Größenordnungen bei Beanspruchung senkrecht zu den Lagerfugen wichtige Informationen liefert, ist somit im Hinblick auf die Regeln im EC 6/NA sehr bedeutend. Dazu passt auch, dass in einem weiteren Artikel von Saenger das immer wieder disku-

tierte Thema der „Haftscherfestigkeit“ auch aus dem zeitlichen Blickwinkel behandelt wird. Schließlich werden von Saenger die für bewehrtes Mauerwerk wichtigen „Verbundkennwerte“, wie sie in einem Forschungsvorhaben für unterschiedliche Einbausituationen ermittelt wurden, beschrieben und zusammengestellt – eine wichtige Voraussetzung für die Anwendung von bewehrtem Mauerwerk. Das Heft wird abgerundet durch einen Artikel von Ortlepp zum nach wie vor sowohl in den Grundlagen als auch in den Regeln des EC 6/NA durchaus kontrovers diskutierten Thema „Schubtragverhalten“. Die wissenschaftliche Diskussion zum Thema Schubtragverhalten dauert sicher noch einige Zeit an. Die derzeit im EC 6/NA festgelegten Regeln liegen auf einer sicheren Seite, Optimierungsbedarf fordert aber in der nächsten Zeit die Experten sicher zu weiterer Diskussion auf. Dass drei Hauptartikel nun von einem Forschungs institut kommen, ist keine Selbstdarstellungswut des Professors, sondern Zufall. Zugleich darf ich ganz persönlich damit den Wunsch verbinden, uns viele gute Artikel zukommen zu lassen, denn interessante Themen gibt es sicher genug.

Ihr Wolfgang Brameshuber ibac – Institut für Bauforschung RWTH Aachen Unversity

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Fachthemen Wolfgang Brameshuber Dorothea Saenger

DOI: 10.1002/dama.201300556

Erläuterungen zur Haftscherfestigkeit Abweichend von den bisherigen Regelungen in DIN 1053-1 bzw. DIN 1053-100 wird die Haftscherfestigkeit in DIN EN 1996-1-1/NA unabhängig von der Stoßfugenvermörtelung als reine Baustoffkenngröße definiert. Die Unterscheidung zwischen Mauerwerk mit vermörtelten und unvermörtelten Stoßfugen erfolgt zukünftig in den Berechnungsgleichungen für die Biegezugfestigkeit bzw. Schubfestigkeit von Mauerwerk. Im Beitrag wird die historische Entwicklung der Haftscherfestigkeitswerte in den unterschiedlichen Normen verdeutlicht. Commentary about the Adhesive Shear Strength. The adhesive shear strength is defined in DIN EN 1996-1-1/NA as a characteristic construction material value, independently of the mortared butt joints, deviating from the preliminarily defined regulations DIN 1053-1 or DIN 1053-100. The differentiation between masonry with mortared and unmortared butt joints will be considered in the future in the calculations for the bending tensile strength or respectively for the shear strength of masonry. The different development stages of the shear strength values defined in the different standards will be shown within the following article in a historical way.

1 Einleitung Durch horizontale Lasten wie Erdbeben, Erddruck oder Wind werden in Mauerwerkbauteilen Biegezug- bzw. Schubspannungen hervorgerufen. Für die Bemessung solcher Bauteile sind auf der Widerstandsseite die Biegezugfestigkeit sowie die Schubfestigkeit des Mauerwerks maßgebend. Diese Bemessungsgrößen werden wiederum maßgeblich durch die Verbundeigenschaften zwischen Mauerstein und Mauermörtel (Haftscherfestigkeit) sowie einen auflastbedingten Reibungsanteil beeinflusst. Bei einer horizontalen Beanspruchung gehen daher diese Baustoffkenngrößen beim Nachweis für Fugenversagen in die Berechnungsgleichungen für die Biegezug- und Schubfestigkeit des Mauerwerks ein. Die Haftscherfestigkeit wird maßgeblich durch die verwendeten Mauerstein-Mauermörtel-Kombinationen, den Feuchtegehalt der Mauersteine beim Vermauern und die Mörtelzusammensetzung beeinflusst. Bei der experimentellen Bestimmung der Haftscherfestigkeit hat neben den materialabhängigen Faktoren und der Ausführungsqualität bei der Herstellung der Verbundkörper die Art der Versuchseinrichtung einen erheblichen Einfluss auf die Größe der Haftscherfestigkeitswerte. In Deutschland existieren

derzeit zwei genormte Prüfverfahren zur Bestimmung der Haftscherfestigkeit, die Prüfung nach DIN 18555-5 [1] und DIN EN 1052-3 [2], aus denen deutlich unterschiedliche Werte resultieren können. Für die Bemessung nach DIN 1053-1 [3] bzw. DIN 1053-100 [4] erfolgt die experimentelle Bestimmung der Haftscherfestigkeit unabhängig von der Mauersteinart mit dem als ungünstig anzusehenden Kalksand-Referenzstein gemäß DIN 18555-5. Bei der Angabe der Haftscherfestigkeitswerte wird zwischen Mauerwerk mit vermörtelten und unvermörtelten Stoßfugen unterschieden. Diese Werte gehen in die Berechnungsgleichungen für die Biegezugund Schubfestigkeit von Mauerwerk ein. Im Gegensatz dazu wird im Nationalen Anhang zu DIN EN 1996-1-1 [5] die Haftscherfestigkeit – ohne Unterscheidung nach Stoßfugenvermörtelung – als reine Baustoffkenngröße mit dem als ungünstig eingestuften Kalksand-Referenzstein gemäß DIN 18555-5 definiert. Bei der Bestimmung der Biegezugund Schubfestigkeit des Mauerwerks wird demzufolge nach Mauerwerk mit vermörtelten und unvermörtelten Stoßfugen unterschieden. In diesem Beitrag werden lediglich die Berechnungsgleichungen der Biegezugfestigkeit parallel zur Lagerfuge für den Fall Fugenversagen sowie der Schubfestigkeit des Mauerwerks für Reibungsversagen, die nach dem genaueren Verfahren der unterschiedlichen Mauerwerknormen definiert sind, betrachtet. Diese Erkenntnisse lassen sich leicht auf die Gleichungen nach dem vereinfachten Verfahren der Normen übertragen.

2 Bezeichnungen βRHS fvk0 fvk1 σD σDd µ – µ ü/h ol/hu γ

Rechenwert der abgeminderten Haftscherfestigkeit abgeminderte Haftscherfestigkeit charakteristischer Rechenwert der Anfangsscherfestigkeit (s. Abschnitt 10.4.2 in [10]) zugehörige Druckspannung in der Lagerfuge Bemessungswert der zugehörigen Druckspannung an der Stelle der maximalen Schubspannung Rechenwert des Reibungsbeiwertes µ = 0,6 Rechenwert des abgeminderten Reibungsbeiwertes – = 0,4 µ Verhältnis des Überbindemaßes zur Steinhöhe [3], [4] Verhältnis des Überbindemaßes zur Steinhöhe [5] Sicherheitsbeiwert

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NEd c ′w,lin t Ac

Bemessungswert der einwirkenden Normalkraft. (s. Abschnitt 10.4.2 in [10]) Schubverteilungsfaktor für die Wand (s. Abschnitt 10.4.2 in [10]) für die Berechnung anzusetzende, überdrückte Länge der Wandscheibe (s. Abschnitt 10.4.2 in [10]) Lastabtragende Dicke der Wand an der Nachweisstelle (s. Abschnitt 10.4.2 in [10]) überdrückter Wandquerschnitt (s. Abschnitt 10.4.2 in [10])

3 Anforderungswerte der Haftscherfestigkeit Für die Verwendung von Mauermörtel nach Eignungsprüfung in Bauteilen, die Anforderungen an die Standsicherheit unterliegen, ist nach DIN EN 998-2 [6] die Verbundfestigkeit zwischen Mörtel und Mauerstein als charakteristische Anfangsscherfestigkeit (Haftscherfestigkeit) anzugeben. Dieser Wert kann entweder auf der Grundlage von Prüfungen oder von Tabellenwerten erfolgen. In Verbindung mit einer bestimmten Mauersteinart soll nach dieser Norm die Prüfung nach DIN EN 1052-3 erfolgen. Entsprechend dem Anhang C in DIN EN 998-2 können für Normal- und Leichtmörtel 0,15 N/mm² und für Dünnbettmörtel 0,30 N/mm² angegeben werden. In DIN EN 998-2 sind jedoch nicht alle Anforderungen beinhaltet, die in Deutschland für die Verwendung von Mauermörtel für Mauerwerk nach DIN 1053 gelten. Um Mauermörtel nach DIN 998-2 für Mauerwerk nach DIN 1053 verwenden zu können, müssen daher die Anforderungen nach der Restnorm DIN V 18580 [7] oder der Anwendungsnorm DIN V 20000-412 [8] erfüllt werden. In DIN V 18580 werden u. a. Anforderungswerte der Haftscherfestigkeit (Mindesthaftscherfestigkeit) in Abhängigkeit von der Mörtelart bzw. Mörtelgruppe angegeben, die durch die Prüfung mit dem Kalksand-Referenzstein DIN 106-KS12-2,0-NF (ohne Lochung bzw. Grifföffnungen) mit einer Eigenfeuchte von 3 bis 5 % (Masseanteil) nach DIN 18555-5 nachzuweisen sind. Diese Mindesthaftscherfestig-

keitswerte waren ursprünglich im Anhang A der DIN 1053-1 definiert. Ein weiteres genormtes Prüfverfahren, das sowohl nach DIN V 18580 als auch nach DIN V 20000-412 zulässig ist, ist in DIN EN 1052-3 [2] geregelt. Die Prüfung erfolgt ebenfalls mit dem Kalksand-Referenzstein. In Tabelle 1 sind die nach DIN V 18580 geforderten Mindestwerte für die Haftscherfestigkeit in Abhängigkeit von der Mörtelart bzw. Mörtelgruppe angegeben. Die charakteristischen Anfangsscherfestigkeitswerte nach dem europäischen Prüfverfahren DIN EN 1052-3 ergeben sich aus der Multiplikation des definierten Mittelwertes der Mindesthaftscherfestigkeit geprüft nach DIN 18555-5 mit 0,8 und einem Prüffaktor von 0,5. Dieser Umrechnungsfaktor resultiert aus den deutlich unterschiedlichen Prüfwerten für die Haftscherfestigkeiten, die sich aus beiden genormten Prüfverfahren der DIN 18555-5 und DIN EN 1053-3 ergeben, und wurde auf Grundlage einer umfassenden Auswertung vorliegender Versuchsdaten [9] ermittelt. Ursache für die unterschiedlichen Haftscherfestigkeiten ist die Normal- und Schubspannungsverteilung in den Fugen. Im Bruchzustand ist die Spannungsverteilung beim deutschen Prüfverfahren deutlich gleichmäßiger als beim europäischen Prüfverfahren. In DIN V 20000-412 werden dieselben Mindestwerte für die Haftscherfestigkeit gemäß europäischem Prüfverfahren DIN EN 1052-3 aufgeführt wie in DIN V 18580.

4 Zulässige abgeminderte Haftscherfestigkeit nach DIN 1053-1 Die in DIN 1053-1 für die Bemessung anzusetzenden Haftscherfestigkeitswerte sind bislang unabhängig von der Mauersteinart angegeben (Tabelle 2). Hierbei wird zwischen Mauerwerk mit vermörtelten (vm) und unvermörtelten (uv) Stoßfugen unterschieden. In dem Sinne gilt als vermörtelt eine Stoßfuge, bei der etwa die halbe Steindicke oder mehr vermörtelt ist. Der Rechenwert der abgeminderten Haftscherfestigkeit für Mauerwerk mit vermörtelten Stoßfugen ist als mittlere Haftscherfestigkeit definiert, die sich für Normalmörtel und Leichtmörtel aus dem Anfor-

Tabelle 1. Anforderungswerte der Haftscherfestigkeit nach DIN V 18580 [7] Table 1. Required values of the bond strength according to DIN V 18580 [7] Verbundfestigkeit

NM I

NM II

NM IIa LM 21 LM 36

NM III

NM IIIa

N/mm² charakteristische Anfangsscherfestigkeit (Haftscherfestigkeit) nach DIN EN 1052-3

–

0,04

0,08

0,10

0,12

0,20

Mindesthaftscherfestigkeit (Mittelwert) nach DIN 18555-5

–

0,10

0,20

0,25

0,30

0,50

Tabelle 2. Rechenwerte der Haftscherfestigkeit nach DIN 1053-1 [3] Table 2. Calculation values for the adhesive shear strength according to DIN 1053-1 [3] Haftscherfestigkeit

Stoßfuge

NM I

NM II

NM IIa LM 21 LM 36

NM III

NM IIIa

0,26 0,13

0,22 0,11

N/mm² Rechenwert der abgeminderten Haftscherfestigkeit βRHS

vm uv

0,02 0,01

0,08 0,04

0,18 0,09

0,22 0,11

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derungswert nach DIN V 18580 bei Prüfung nach DIN 18555-5 mit einem Faktor von 0,9 als Vorhaltemaß gegenüber der Prüfung ergibt (vgl. Tabelle 1 und 2). Dünnbettmörtel wurde trotz des erhöhten Anforderungswertes aufgrund mangelnder ausreichender Erfahrungen bislang dem Normalmörtel der Gruppe III gleichgesetzt. Für Mauerwerk mit unvermörtelten Stoßfugen sind halb so hohe Werte wie bei Mauerwerk mit vermörtelten Stoßfugen anzusetzen (s. Tabelle 2). Diese Werte sollen eine Abminderung der Haftscherfestigkeit infolge „Verdrehen der Mauersteine“ berücksichtigen. Die pauschale Halbierung der Haftscherfestigkeit für Mauerwerk mit unvermörtelten Stoßfugen ohne Unterscheidung des betrachteten Belastungsfalls (Schub-, Biegebeanspruchung) ist jedoch unter Bezug auf die Ausführungen von Mann/Müller [11] nicht nachvollziehbar. Die Biegezugfestigkeit parallel zur Lagerfuge errechnet sich beim genaueren Verfahren aus den Gleichungen für Fugenversagen (Gl. (1)) und Steinversagen, wobei der kleinere Wert maßgebend ist.

zulσ Z ≤

(

)

1 ü ⋅ βRHS + µ ⋅ σ D ⋅ γ h

(1)

Beim Scheibenschub ist der kleinere Wert aus den Gleichungen für Reibungsversagen und Steinversagen maßgebend. Das Reibungsversagen wird wie folgt durch die MohrCoulomb’sche Bruchbedingung beschrieben.

γ ⋅ τ ≤ βRHS + µ ⋅ σ

(2)

Der Reibungsbeiwert wird für alle Mörtelarten zu µ = 0,6 angenommen. Aus der von Mann/Müller entwickelten Versagenstheorie von Mauerwerkwänden [11] folgt bei unvermörtelten Stoßfugen ein reduzierter Reibungsbeiwert, der bei einem Überbindemaß von einer halben Steinlänge ( u = 2 · hu)

µ= 

1 1 ⋅µ = ⋅ 0,6 = 0,625 ⋅ 0,6 = 0,4 2 ⋅ hu 1 + 0,6 ⋅1 1+ µ⋅ u

(3)

beträgt. Analog dazu sollte bei der Bestimmung der Scheibenschubfestigkeit des Mauerwerks mit unvermörtelten Stoßfugen für den Fall Reibungsversagen auch eine mit dem Faktor 0,625 reduzierte Haftscherfestigkeit angesetzt werden, was in DIN 1053-1 nicht der Fall ist. Bei einer Plattenschubbeanspruchung tritt diese Reduktion des Reibungsbeiwertes nicht auf.

γ ⋅ τ ≤ βRHS + µ ⋅ σ

(4)

5 Charakteristische Haftscherfestigkeit nach DIN 1053-100 In Tabelle 3 sind die charakteristischen Haftscherfestigkeiten nach DIN 1053-100 in Abhängigkeit der Stoßfugenvermörtelung angegeben. Für Mauerwerk mit unvermörtelten Stoßfugen sind wie in DIN 1053-1 Haftscherfestigkeitswerte definiert, die halb so groß sind wie bei Mauerwerk mit vermörtelten Stoßfugen. Da es sich in der Tabelle für die Rechenwerte um Mittelwerte handelt, wird anders als in DIN 1053-1 als Kurzzeichen fvk0 statt βRHS angegeben. Die Berechnungsgleichungen für die charakteristische Biegezugfestigkeit fx2 parallel zur Lagerfuge und die Schubfestigkeit fvk des Mauerwerks sind analog DIN 1053-1 definiert. Für die charakteristische Biegezugfestigkeit parallel zur Lagerfuge ist der kleinere Wert aus Fugenversagen (Gl. (5)) und Steinversagen maßgebend.

(

)

fx2 = fvk0 + µ ⋅ σ Dd ⋅

ü h

(5)

Die charakteristische Schubfestigkeit fvk resultiert aus dem kleineren Wert aus Reibungsversagen (Gl. (6)) und Steinversagen.

fvk ≤ fvk0 + µ ⋅ σ Dd

(6)

Die charakteristische Plattenschubfestigkeit ergibt sich aus folgender Gleichung:

fvk ≤ fvk0 + µ ⋅ σ Dd .

(7)

Die charakteristischen Werte der Biegezugfestigkeit und Schubfestigkeit des Mauerwerks sind aufgrund der angesetzten Teilsicherheitsbeiwerte geringfügig kleiner im Vergleich zu DIN 1053-1 mit dem globalen Sicherheitsbeiwert.

6 Neue Definition der charakteristischen Haftscherfestigkeit als reine Baustoffkenngröße 6.1 Allgemeines Im Zuge der Überarbeitung der Normen wurde abweichend von den bisherigen Regelungen in DIN 1053-1 bzw. DIN 1053-100 beschlossen, die charakteristische Haftscherfestigkeit unabhängig von der Stoßfugenvermörtelung als reine Baustoffkenngröße zu definieren. Da bislang keine Differenzierung nach Steinarten erfolgt, wurde als Grundlage für die Festlegung eines charakteristischen Wertes die mit dem ungünstigen Kalksand-Referenzstein bestimmte Haftscherfestigkeit nach DIN 18555-5 beibehalten. Der Einfluss

Tabelle 3. Abgeminderte Haftscherfestigkeit fvk0 nach DIN 1053-100 [4] Table 3. Reduced adhesive shear strength fvk0 according to DIN 1053-100 [4] Haftscherfestigkeit

Stoßfuge

NM I

NM II

NM IIa LM 21 LM 36

NM III

NM IIIa

0,26 0,13

0,22 0,11

N/mm² abgeminderte Haftscherfestigkeit fvk0

vm uv

0,02 0,01

0,08 0,04

0,18 0,09

0,22 0,11

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einer Stoßfugenvermörtelung sollte für eine durchgängige und nachvollziehbare Lösung in den Berechnungsgleichungen für die Biegezugfestigkeit bzw. Schubfestigkeit berücksichtigt werden.

6.2 Ursprünglicher Vorschlag Im ersten Schritt sollte die charakteristische Haftscherfestigkeit fvk0 als reine Baustoffkenngröße definiert werden. Diese anhand einer statistischen Auswertung herzuleiten, hätte zu unbegründet kleinen Werten geführt, da es i. d. R. eine Vielzahl nicht definierter Einflüsse auf die Haftscherfestigkeit der verfügbaren Versuchsergebnisse gab. Aufgrund der großen Streubreite der Versuchsergebnisse bei Haftscherversuchen sowie der Tatsache, dass die Haftscherfestigkeit „nur“ im Rahmen der Eignungsprüfung nachzuweisen ist, erschien es gerechtfertigt, die charakteristische Haftscherfestigkeit in Abhängigkeit des Mindestmittelwertes nach Eignungsprüfung βHS(EP) (Prüfung nach DIN 18555-5 mit KS-Referenzstein) wie folgt zu definieren:

fvk0 = 0,8 ⋅ 0,7 ⋅ βHS(EP) = 0,56 ⋅ βHS(EP) .

(8)

Hierdurch wurden ein Vorhaltemaß gegenüber der Eignungsprüfung (Faktor 0,8) und die Umrechnung des Mittelwertes in einen charakteristischen Wert (Faktor 0,7) berücksichtigt. Auf Erfahrung basierende Abminderungsfaktoren liegen bei 0,7 und 0,8 bezogen auf den Mittelwert. Da die Haftscherfestigkeitswerte vergleichsweise stark streuen, wurde der Faktor 0,7 gewählt. Eine Abminderung für unvermörtelte Stoßfugen sollte in diesem Falle entfallen. In Tabelle 4 sind die Werte, die aus Gl. (8) resultieren, angegeben.

6.3 Neuer Vorschlag, der in der Entwurfsfassung der DIN 1053-13 Eingang fand Ein weiterer Vorschlag für eine strikte Trennung zwischen Baustoffkennwerten und Rechenmodellen war es, die charakteristische Haftscherfestigkeit – als reine Baustoffkenngröße ohne Unterscheidung nach Stoßfugenvermörtelung – aus dem nachzuweisenden Prüfwert in der Eignungsprüfung (Mindesthaftscherfestigkeit nach DIN 18555-5) durch Multiplikation mit dem Faktor 0,7 zur Berücksichtigung der Materialstreuung zu definieren. Dieser Vorschlag wurde in DIN 1053-13 [10] übernommen.

fvk0 = 0,7 ⋅ βHS(EP)

(9)

Hieraus ergeben sich die auch in Tabelle 4 aufgeführten charakteristischen Werte der Anfangsscherfestigkeit. Dünnbettmörtel wurde früher aufgrund mangelnder ausreichender Erfahrungen analog zur Normalmörtelgruppe NM III eingestuft. Nach dem durchgängigen Konzept wurde beschlossen, den Rechenwert der abgeminderten Haftscherfestigkeit für Dünnbettmörtel analog zu Normal- und Leichtmörtel zu definieren. Dies gilt jedoch nur für Vollsteine, da die Prüfung mit dem KS-Referenzstein an einem Vollstein erfolgt. Bei Dickbettmörtel in Verbindung mit Lochsteinen wird die geringere Verbundfläche im Vergleich zu Vollsteinen durch die Verzahnung der Mörteldorne kompensiert. Bei Dünnbettmörtel in Verbindung mit Lochsteinen ist jedoch davon auszugehen, dass die Bruttolagerfugenfläche die Haftscherfestigkeit maßgeblich beeinflusst, so dass hier der KS-Referenzstein nicht als ungünstigster Stein angesehen werden kann. Eine Abminderung um 50 % für Lochsteine (näherungsweise maximaler Lochanteil) führt bei Dünnbettmörtel zu fvk0 = 0,18 N/mm² und somit zur bisherigen Einstufung analog zum Normalmörtel NM III. Auf Grundlage dieses Ansatzes wurde ein Vorschlag für den Abschnitt Biegezugfestigkeit formuliert. Der Vorschlag für die Biegezugfestigkeit beruhte auf den bisherigen Berechnungsgleichungen aus DIN 1053-100. Für den Fall Fugenversagen wurde der Einfluss der Stoßfugenvermörtelung jedoch durch die Angabe von zwei Berechnungsgleichungen berücksichtigt, bei denen die charakteristische Anfangsscherfestigkeit mit einem konstanten Faktor multipliziert wurde. Die Herleitung der Faktoren basierte auf dem bisherigen Status, d. h. die ansetzbaren Biegezugfestigkeitswerte – sowohl für Mauerwerk mit vermörtelten als auch mit unvermörtelten Stoßfugen – entsprachen näherungsweise den bisherigen Werten aus DIN 1053-100 unter Berücksichtigung der jeweiligen Sicherheiten. Für den Fall Fugenversagen errechnete sich somit die Biegezugfestigkeit parallel zu den Lagerfugen fx2 bei unvermörtelten Stoßfugen zu:

(

)

fx2 = 0,8 ⋅ fvk0 + µ ⋅ σ Dd ⋅

ü h

(10)

bei vermörtelten Stoßfugen zu:

(

)

fx2 = 1,5 ⋅ fvk0 + µ ⋅ σ Dd ⋅

ü . h

(11)

Die Schubgleichungen wurden auch in der Form überarbeitet, dass diese zwar den Materialparameter Haftscherfestigkeit berücksichtigten, allerdings modellbedingte Korrekturen in das Modell eingearbeitet wurden.

Tabelle 4. Charakteristischer Wert der Anfangsscherfestigkeit fvk0 in N/mm² Tabelle 4. Charakteristic value of the shear strength fvk0 in N/mm² Haftscherfestigkeit

NM I

NM II

NM IIa LM 21 LM 36

NM III

NM IIIa

N/mm² charakteristische Anfangsscherfestigkeit fvk0 ursprünglicher Vorschlag

0,01

0,06

0,11

0,14

0,17

0,28

charakteristische Anfangsscherfestigkeit fvk0 nach DIN 1053-13

0,02

0,07

0,14

0,18

0,21

0,351)

Für Mauerwerk aus Mauersteinen mit einem Lochanteil größer 15 % ist der Wert zu halbieren.

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Der Grenzwert der charakteristischen Quertragfähigkeit von Mauerwerk in Wandebene VRk,i (Scheibenschub) ist getrennt nach den unterschiedlichen Versagensarten – Fugenversagen durch Klaffen der Lagerfugen, Reibungsversagen, Steinzugversagen, Schubdruckversagen – zu bestimmen. Der kleinste Wert ist maßgebend. Für Reibungsversagen beim Scheibenschub gilt:

(

)

1 1 VRk,R = ⋅ ⋅ f ⋅ ′ ⋅ t + µ ⋅ NEd ≥ µ ⋅ NEd . c 1 + µ vk,1 w,lin  

(12)

Da die Beanspruchung der Lagerfugen bei der Prüfung nach DIN 18555-5 nicht der Beanspruchung in einer Mauerwerkwand entspricht, erschien der Ansatz eines Faktors fvk1 zwischen Baustoffkenngröße und Festigkeit in der Wand nachvollziehbar. Dieser Faktor ist modellabhängig und wurde basierend auf dem Modell von Mann/Müller [11] für Mauerwerk mit unvermörtelten Stoßfugen zu 1,25 bzw. für Mauerwerk mit vermörtelten Stoßfugen zu 2,0 gewählt. Für Dünnbettmauerwerk ist der Wert für Normalmörtel NM III anzusetzen. Beim Plattenschub gilt:

VRk,R =

(

)

1 ⋅ f ⋅ A + µ ⋅ NEd ≥ µ ⋅ NEd . 1,2 vk0 c

(13)

Eine Unterscheidung nach Stoßfugenvermörtelung wurde hierfür nicht berücksichtigt.

für Mauerwerk mit vermörtelten Stoßfugen (vgl. Gl. (NA.8), DIN EN 1996-1-1/NA)

 fxk2 = fvk0 + µ ⋅ σ Dd ⋅ ol hu 

(

(15)

Für biegebeanspruchtes Mauerwerk sollten dieselben Biegetragfähigkeiten gelten wie in DIN 1053-100, unabhängig davon, wie der Kennwert der Haftscherfestigkeit definiert ist. DIN EN 1996-1-1/NA ist daher umgehend um Gl. (14) zu ergänzen. Bei der Bestimmung der Scheibenschubfestigkeit von Mauerwerk wurden für den Fall Reibungsversagen zwei Gleichungen angegeben: für Mauerwerk mit unvermörtelten Stoßfugen

fvlt =

1 ⋅ f + µ ⋅ σ Dd 2 vk0

(16)

für Mauerwerk mit vermörtelten Stoßfugen

fvlt = fvk0 + µ ⋅ σ Dd .

(17)

Beim Plattenschub errechnet sich die Schubfestigkeit aus folgenden Gleichungen: für Mauerwerk mit unvermörtelten Stoßfugen

fvlt =

7 Charakteristische Haftscherfestigkeit nach DIN EN 1996-1-1/NA

)

2 ⋅ f + µ ⋅ σ Dd 3 vk0

(18)

für Mauerwerk mit vermörtelten Stoßfugen Im Nationalen Anhang zu DIN EN 1996-1-1 sind unabhängig von der Mauersteinart Haftscherfestigkeitswerte angegeben, die aus DIN 1053-100 für Mauerwerk mit vermörtelten Stoßfugen übernommen wurden, vgl. Tabelle 3 und 5. Diese Werte sind in DIN EN 1996-1-1/NA unabhängig der Stoßfugenvermörtelung als reine Baustoffkennwerte definiert (Tabelle 5). Der Einfluss einer Stoßfugenvermörtelung ist demzufolge in den Berechnungsgleichungen für die Biegezugfestigkeit bzw. Schubfestigkeit zu berücksichtigen. Bei der Ermittlung der charakteristischen Biegezugfestigkeit des Mauerwerks fx2 parallel zur Lagerfuge sollten demzufolge in DIN EN 1996-1-1/NA zwei Gleichungen mit einer Unterscheidung nach der Stoßfugenvermörtelung für den Fall Fugenversagen angegeben werden, wie im Folgenden dargestellt: für Mauerwerk mit unvermörtelten Stoßfugen

1   fxk2 =  ⋅ fvk0 + µ ⋅ σ Dd  ⋅ ol 2  hu 

(14)

fvlt = fvk0 + µ ⋅ σ Dd

(19)

Im Vergleich zu DIN 1053-100 wurden bei der Schubfestigkeit die Haftscherfestigkeitswerte je nach Beanspruchungsfall (Scheiben- bzw. Plattenschub) mit modellabhängigen Faktoren multipliziert, analog der Entwurfsfassung der DIN 1053-13. Auf diese Weise sollten bei der Bestimmung der Biegezugfestigkeit parallel zur Lagerfuge auch Abminderungsfaktoren definiert werden, die das tatsächliche Tragund Verformungsverhalten des Mauerwerks berücksichtigen, und nicht den Haftscherfestigkeitswert für Mauerwerk mit unvermörtelten Stoßfugen pauschal mit dem Faktor von 0,5 abmindern.

8 Zusammenfassung Die experimentelle Bestimmung der Haftscherfestigkeit zur Angabe von Rechenwerten bzw. charakteristischen Werten für die Bemessung von horizontal belasteten Mauerwerk-

Tabelle 5. Werte für die Haftscherfestigkeit nach DIN EN 1996-1-1/NA [5] Table 5. Values for the shear strength according to DIN EN 1996-1-1/NA [5] Haftscherfestigkeit

NM I

NM II

NM IIa LM 21 LM 36

NM III

NM IIIa

0,26

0,22

N/mm² Werte für die Haftscherfestigkeit fvk0 von Mauerwerk ohne Auflast

–

0,08

0,18

0,22

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bauteilen nach DIN 1053-1, DIN 1053-100 bzw. DIN EN 1996-1-1/NA erfolgt unabhängig von der Mauersteinart mit dem als ungünstig anzusehenden Kalksand-Referenzstein gemäß DIN 18555-5. In den deutschen Mauerwerknormen DIN 1053-1 bzw. DIN 1053-100 sind die Haftscherfestigkeitswerte in Abhängigkeit der Mörtelart und der Stoßfugenvermörtelung des Mauerwerkbauteils angegeben. Für Mauerwerk mit unvermörtelten Stoßfugen werden nur halb so hohe Werte angesetzt im Vergleich zu Mauerwerk mit vermörtelten Stoßfugen. Diese Haftscherfestigkeitswerte gehen dann in die Berechnungsgleichungen der Schubfestigkeit und der Biegezugfestigkeit des Mauerwerks ein. Im Nationalen Anhang zu DIN EN 1996-1-1 ist abweichend zu den deutschen Normen die Haftscherfestigkeit als reine Baustoffkenngröße definiert. Die Haftscherfestigkeitswerte wurden analog zu DIN 1053-1 jedoch ohne Unterscheidung nach Stoßfugenvermörtelung festgelegt. Für eine strikte Trennung der Baustoffkennwerte und der Bemessungsgrößen sollte eine Unterscheidung nach Mauerwerk mit vermörtelten bzw. unvermörtelten Stoßfugen erst bei der Bestimmung der Biegezugfestigkeit des Mauerwerks parallel zur Lagerfuge für den Fall Fugenversagen sowie der Schubfestigkeit des Mauerwerks für den Fall Reibungsversagen vorgenommen werden. Die derzeit gültige Fassung des Nationalen Anhangs zu DIN EN 1996-1-1 unterscheidet bei der Bestimmung der Schubfestigkeit des Mauerwerks zwischen vermörtelten und unvermörtelten Stoßfugen. Bei der Biegezugfestigkeit parallel zur Lagerfuge ist jedoch lediglich die Berechnungsgleichung für Mauerwerk mit vermörtelten Stoßfugen angegeben. Hier besteht zweifelsfrei Änderungsbedarf.

9 Ausblick Es ist erstrebenswert, modellabhängige Faktoren bei der Bestimmung der Biegezugfestigkeit analog der Schubfestigkeit zu berücksichtigen, wobei der Kennwert Haftscherfestigkeit immer erkennbar sein muss. Durch die Unterteilung der Haftscherfestigkeitswerte in Abhängigkeit von der Mauersteinart sind teilweise höhere Werte zu erwarten als die mit dem ungünstig anzusehenden Kalksand-Referenzstein erreichten Werte. Tabellierte Rechenwerte für die Haftscherfestigkeit in Abhängigkeit von verschiedenen Mauerstein-Mauermörtel-Kombinationen sollten zukünftig aufgrund entsprechender Untersuchungen mit verschiedenen Mörteln und als ungünstig ausgewählten Mauersteinen hergeleitet werden. Daher ist die für einen Mauerstein maßgebende Haftscherfestigkeit

zu bestimmen und als Anforderungswert zu deklarieren, den man dann mit charakteristischen Haftscherfestigkeiten vergleichen kann. Literatur [1] DIN 18555-5:1986-03: Prüfung von Mörteln mit mineralischen Bindemitteln – Festmörtel – Bestimmung der Haftscherfestigkeit von Mauermörteln. NABau im DIN, Berlin 1986. [2] DIN EN 1052-3:2007-06: Prüfverfahren für Mauerwerk – Teil 3: Bestimmung der Anfangsscherfestigkeit (Haftscherfestigkeit); Deutsche Fassung EN 1052:2002 + A1:2007. NABau im DIN, Berlin 2007. [3] DIN 1053-1:1996-11: Mauerwerk – Teil 1: Berechnung und Ausführung. NABau im DIN, Berlin 1996. [4] DIN 1053-100:2007-09: Mauerwerk – Teil 100: Berechnung auf der Grundlage des semiprobabilistischen Sicherheitskonzepts. NABau im DIN, Berlin 2007. [5] DIN EN 1996-1-1/NA:2012-05: Nationaler Anhang – National festgelegte Parameter – Eurocode 6: Bemessung und Konstruktion von Mauerwerksbauten – Teil 1-1: Allgemeine Regeln für bewehrtes und unbewehrtes Mauerwerk. NABau im DIN, Berlin 2012. [6] DIN EN 998-2:2010-12: Festlegungen für Mörtel im Mauerwerksbau – Teil 2: Mauermörtel; Deutsche Fassung EN 998-2: 2010. NABau im DIN, Berlin 2010. [7] DIN V 18580:2007-06: Mauermörtel mit besonderen Eigenschaften. NABau im DIN, Berlin 2007. [8] DIN V 20000-412:2004-03: Anwendung von Bauprodukten in Bauwerken. Teil 412: Regeln für die Verwendung von Mauermörtel nach DIN EN 998-2:2003-09. NABau im DIN, Berlin 2004. [9] Brameshuber, W., Graubohm, M., Schmidt, U.: Festigkeitseigenschaften von Mauerwerk. Teil 4: Scherfestigkeit. In: MauerwerkKalender 31 (2006), S. 193–225. Hrsg. W. Jäger, H.-J. Irmschler u. P. Schubert. Ernst & Sohn, Berlin. [10] DIN 1053-13:2009-03 Mauerwerk – Teil 13: Genaueres Nachweisverfahren für unbewehrtes Mauerwerk. Entwurf. NABau im DIN, Berlin 2009. [11] Mann, W., Müller, H.: Schubtragfähigkeit von gemauerten Wänden und Voraussetzungen für das Entfallen des Windnachweises. In: Mauerwerk-Kalender 10 (1985), S. 95–114. Hrsg. P. Funk. Ernst & Sohn, Berlin.

Autoren dieses Beitrages: Univ.-Prof. Dr.-Ing. Wolfgang Brameshuber Dipl.-Ing. Dorothea Saenger RWTH Aachen Institut für Bauforschung Schinkelstr. 3 52062 Aachen

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Fachthemen Wolfgang Brameshuber Dorothea Saenger

DOI: 10.1002/dama.201300557

Untersuchungen zum Verbund von Bewehrung in Lagerfugen und Aussparungen Über den Verbund zwischen Bewehrung und Mörtel in der Lagerfuge existieren zahlreiche Veröffentlichungen. Dagegen gibt es über den Verbund der Bewehrung in Formsteinen und Aussparungen nur wenige Angaben in der Literatur. Neue Untersuchungen an Prüfkörpern mit Kalksandstein-Formsteinen haben gezeigt, dass die ansetzbaren Verbundspannungen zwischen Mörtel und Bewehrung gemäß DIN 1053-3 und Eurocode 6 für eine Bewehrung in Formsteinen zu hoch definiert bzw. nicht für alle Mauersteinarten ansetzbar sind. Im Zuge der Überarbeitung der DIN 1053-3 und vor dem Hintergrund der zukünftigen Einführung des Eurocode 6 sollten die Verbundfestigkeiten von im Mörtel eingebetteter Stahlbewehrung – unter Berücksichtigung material- und geometrieabhängiger Einflussfaktoren – überprüft werden. Dies war der Anlass eines Forschungsvorhabens mit umfangreichen experimentellen Untersuchungen, das am Institut für Bauforschung der RWTH Aachen bearbeitet und vom Deutschen Institut für Bautechnik (DIBt) gefördert wurde. Aus den aus der Literatur und den eigenen Untersuchungen gewonnenen Versuchsdaten wurden neue charakteristische Werte für die Übertragung von Verbundspannungen in bewehrtem Mauerwerk abgeleitet. In diesem Beitrag werden die aus den Untersuchungen [1] gewonnenen Erkenntnisse vorgestellt. Research about the bond of reinforcement in the bed joint and in shaped masonry units. There are numerous publications about the bond between reinforcement and mortar in the bed joint. In contrast to this, only a few data about the bond between reinforcement and mortar in cavities of masonry units can be found in the literature. Recent studies on specimens with calcium silicate shaped masonry units have shown that the values of the permissible bond stresses between reinforcement and mortar defined in DIN 1053-3 and Eurocode 6 for reinforcement in shaped masonry units are higher than they should be or at least are not applicable on all masonry unit types. During the revision of DIN 1053-3 and looking forward to the upcoming introduction of the Eurocode 6 the permissible anchorage stresses for the anchoring of reinforcing steel bars in masonry should be revised, taking into account the material and geometry-dependent factors. This was the reason for a research project performed at the Institute of Building Materials Research (ibac) of the RWTH Aachen University and funded by the German Institute for Building Technology (DIBt). In this research project extensive experimental investigations were carried out. From the experimental data obtained from the literature and own investigations, new characteristic values for the anchorage strength of reinforcement in masonry were derived. The knowledge gained from this study [1] will be presented in this paper.

1 Einleitung 1.1 Stand der Normung Die Bewehrung im Mauerwerk kann zur Lastabtragung oder aber als so genannte konstruktive Bewehrung zur Beschränkung von Rissbreiten eingesetzt werden. Tragende Bauteile aus bewehrtem Mauerwerk waren bislang in DIN 1053-3 [2] geregelt. Für die Be-

messung konstruktiver Bewehrung zur Rissbreitenbeschränkung gab es in Deutschland kein Regelwerk. Seit Sommer 2012 ist die Bemessung von Mauerwerk – auch die von bewehrtem Mauerwerk mit statisch in Rechnung gestellter und konstruktiver Bewehrung – nach DIN EN 1996-1-1 (Eurocode 6) [4] mit dem zugehörigen Nationalen Anhang [5] möglich. Mit

Ausnahme des Teilsicherheitsbeiwertes für das Material im Grenzzustand der Tragfähigkeit (γM = 10) sind im deutschen Nationalen Anhang zum Eurocode 6 keine Regelungen zu bewehrtem Mauerwerk enthalten.

1.2 Ansetzbare Verbundspannungen für die Verankerung von Bewehrungsstäben in Mauerwerk nach DIN 1053-3 und Eurocode 6 Für den Nachweis der Verankerung der Bewehrung in bewehrtem Mauerwerk werden in DIN 1053-3 [2] zulässige Grundwerte der Verbundspannungen angegeben (s. Tabelle 1). Dabei wird zwischen Bewehrung, die in Lagerfugen eingelegt und die in Formsteinen bzw. Aussparungen angeordnet wird, unterschieden. Angegeben sind Werte für NM III und NM IIIa. Eine Ausführung mit anderen Mörteln ist nicht zulässig. Die Bemessung basiert auf globalen Sicherheitsbeiwerten und somit auf zulässigen Spannungen und Festigkeiten. Die charakteristischen Verbundfestigkeiten lassen sich daraus ableiten. Diese sind ebenfalls in Tabelle 1 angegeben. DIN 1053-3 sollte überarbeitet werden, um u. a. das globale Sicherheitskonzept durch das semi-probabilistische Konzept unter Verwendung von Teilsicherheitsbeiwerten zu ersetzen. Im Normentwurf aus 2008 [3] sind Bemessungswerte der Verbundspannungen definiert. Daraus können die charakteristischen Werte ermittelt werden, die in Tabelle 2 angegeben sind. Diese Entwurfsfassung sieht höhere Verbundfestigkeiten für NM III in den Lagerfugen sowie die Verwendung von NM IIa vor. Außerdem wird eine Erhöhung des Sicherheitsniveaus für horizontale Bewehrung in Form-

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Tabelle 1. Zulässige Grundwerte der Verbundspannung zul τ1 nach DIN 1053-3 [2] sowie abgeleitete charakteristische Verbundfestigkeiten fbk Table 1. Permitted values of the bond stress zul τ1 according to DIN 1053-3 [2] and derived characteristic anchorage strength values fbk Bewehrungsanordnung

Kenngröße

in der Lagerfuge

zul. τ1

in Formsteinen und Aussparungen

zul. τ1

fbk

Mörtel

NM IIa

Beton

–

NM III

NM IIIa

–

C20/25

C25/30

–

– N/mm²

–

fbk

–

C16/20

0,35

0,70

0,75

1,50

1,00

1,40

2,10

3,00

Tabelle 2. Charakteristische Verbundfestigkeiten nach E DIN 1053-3 (Entwurf aus 2008) [3] Table 2. Characteristic anchorage strength values according to E DIN 1053-3 (Draft 2008) [3] Bewehrungsanordnung in der Lagerfuge und in Formsteinen stehend in Formsteinen und Aussparungen

Mörtel

NM IIa

NM III

NM IIIa

–

Beton

–

C16/20

C20/25

C25/30

0,75

1,10

1,50

1,70

2,00

1,50

2,10

3,00

3,40

4,10

N/mm²

steinen durch Ansatz eines „mäßigen“ Verbundes analog zur Lagerfugenbewehrung vorgesehen. Gemäß Eurocode 6 ist die charakteristische Verbundfestigkeit – entsprechend der europäischen Normungsphilosophie – zunächst grundsätzlich aus Mauerwerkversuchen zu bestimmen. Liegen keine Ergebnisse vor, dürfen die Werte aus Tabelle 3 entnommen werden. Die charakteristische Verbundfestigkeit wird in Abhängigkeit von der Mörtelgruppe bzw. der Betonfestigkeitsklasse angegeben. Für die Mörtel ergeben sich deutlich höhere Verbundfestigkeiten im Vergleich zu den Betonen mit vergleichbarer Normdruckfestigkeit und auch

unter Beachtung der entsprechenden Anwendungsnormen für Mauermörtel (Zuordnung der Mörtelgruppen nach DIN V 18580 [6]) im Vergleich zu DIN 1053-3.

1.3 Herkunft der zulässigen Verbundspannungen in bewehrtem Mauerwerk Die Verbundversuche von bewehrtem Mauerwerk knüpfen sehr eng an die Erkenntnisse aus dem Stahlbetonbau an, da das Tragverhalten von bewehrtem Mauerwerk auf dem gleichen Prinzip wie das von Stahlbeton beruht. Aus diesem Grund lag das Hauptaugenmerk bei der Literaturrecherche

Tabelle 3. Charakteristische Verbundfestigkeiten für gerippte Baustähle und nichtrostende Stähle nach Eurocode 6 [4] Table 3. Characteristic anchorage strength values for high-bond carbon and stainless steel bars according to Eurocode 6 [4] Bewehrungsanordnung in Mörtel oder Füllbeton, nicht von Mauersteinen umschlossen

Mörtel Beton

M2–M4

M5–M9

M10–M14 M15–M19

M20

NM II

NM IIa

NM III

NM IIIa

4/5

8/10

C12/15

C16/20

C20/25

C25/30

0,50

1,00

1,50

2,00

3,40

–

2,40

3,00

3,40

4,10

N/mm²

in Füllbeton, umschlossen von Mauersteinen

auf den Grundlagen für die Festlegung der Verbundspannungen in DIN 1045 [7] und DIN 1053-3. Die Herkunft der zulässigen Verbundspannungen der DIN 1045 ist jedoch unzureichend dokumentiert. Lindorf stellt in [8] fest, dass für den Rechenwert der Verbundspannung vermutlich von dem Zusammenhang τb ≈ β2/3 w

(1)

zwischen der Verbundspannung τb und der Betondruckfestigkeit βw ausgegangen wurde. Im Zuge der Normung des bewehrten Mauerwerks in DIN 1053-3 wurden von Zelger und Barlet [9], [10] Untersuchungen zum Verbundverhalten zwischen Mauermörtel und Bewehrung durchgeführt. Die Ergebnisse dieser Versuche führten zur Festlegung von den zulässigen Verbundspannungen in DIN 1053-3. Die zulässigen Verbundspannungen in DIN 1053-3 für eine Bewehrung in Formsteinen bzw. Aussparungen, die mit Mörtel bzw. Beton verfüllt werden, wurden in Anlehnung an DIN 1045 festgelegt. Aufgrund der in großen Aussparungen allseitig gleichmäßig von Mörtel bzw. Beton umgebenen Bewehrung gingen Zelger und Barlet davon aus, dass der Verbund zwischen Stahl und Mörtel in großen Aussparungen dem Verbund bei Stahlbeton entspricht. Neben wenigen Versuchen an Ziegel-Formsteinen, bei denen der Bewehrungsstab mit allseitig gleichem Abstand zur Außenfläche horizontal eingelegt wurde, sodass er gleichmäßig von Mörtel umgeben war, wurden in [9] Vergleichsversuche an Betonausziehkörpern ausgewertet, bei denen der Bewehrungsstab zentrisch stehend in einem Würfel einbetoniert und gegen die Betonierrichtung herausgezogen wurde. Bei der Gegenüberstellung der Ergebnisse zeigte sich, dass die mittleren Verbundspannungen bei den Ziegel-Formsteinen größer waren als bei den Betonausziehkörpern, sodass für die Einbettung in Formsteinen mit guter Näherung die Verbundspannungswerte für Stahlbeton übernommen wurden. Da zumindest für den Fall der Bewehrungsführung in Lagerfugen kaum Erfahrungen mit ausgeführten Bauwerken bestanden, wurden diese Werte sehr vorsichtig gewählt. In [10] wurden an kleinen Mauerwerkprüf-

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körpern umfassende Grundlagenuntersuchungen zum Verbund zwischen Lagerfugenbewehrung und Mörtel mit den zu dieser Zeit wichtigsten Mörteln – Normalmörtel NM III und NM IIIa – und unterschiedlichsten Mauersteinarten, i. W. Hochlochziegel und Kalksandsteine, durchgeführt. Die Werte für die Bewehrung in den Lagerfugen betragen für Normalmörtel NM IIIa 50 % und für Normalmörtel NM III 33 % der für Bewehrung in Formsteinen bzw. Aussparungen angegebenen Werte (s. Tabelle 1). In der Entwurfsfassung der DIN 1053-3 [3] wurde für die Lagerfugenbewehrung auf Grundlage der Untersuchungsergebnisse von Meyer [11] ein höherer Verbundfestigkeitswert für NM III festgelegt als in DIN 1053-3 (vgl. Tabellen 1 und 2). Mit dem Ziel, eine Zulassung für die Verwendung der Mörtelgruppe IIa in Lagerfugen zu erlangen, wurden in [11] mehrere Prüfserien mit dieser Mörtelgruppe durchgeführt. Der von Meyer empfohlene Wert der Verbundfestigkeit für NM IIa wurde in E DIN 1053-3 ebenfalls übernommen. Untersuchungen von Meyer [11] an Prüfkörpern mit KalksandsteinFormsteinen lieferten im Gegensatz zu den Untersuchungen von Barlet [10] deutlich niedrigere Werte, teilweise sogar geringere Verbundfestigkeiten als bei in Lagerfugen eingebetteter Bewehrung (s. Bild 6). Die geringeren Verbundfestigkeiten im Vergleich zum Beton sind hauptsächlich auf den Einfluss des Wasserabsaugens der Mauersteine sowie hohe w/z-Werte für die Verbesserung der Fließeigenschaften und schlechtere Verdichtungsmöglichkeiten des Mörtels zurückzuführen. Die Übertragung der Bemessungswerte der Verbundspannungen aus DIN 1045 auf in Formsteinen und Aussparungen angeordnete Bewehrung ohne Differenzierung nach Querschnittsgeometrien und Mauersteinarten ist daher nicht abgesichert und stellt ein erhebliches Sicherheitsrisiko dar. Aus diesem Grund wurde in der Entwurfsfassung der DIN 1053-3 zumindest für die horizontale Bewehrung in Formsteinen das Sicherheitsniveau erhöht (vgl. dazu Tabelle 1 mit Tabelle 2). Auch im Eurocode 6 entsprechen die Werte für Füllbeton mit Betonquerschnitten mit Maßen größer als 150 mm oder Betonquerschnitten, die

durch Mauersteine begrenzt sind, den Werten aus DIN 1045. Der Einfluss des Wasserabsaugens auf die Verbundfestigkeit von Beton wird dabei nicht berücksichtigt. Für Bewehrung in Mörtel oder Füllbeton, der nicht von Mauersteinen umschlossen ist, oder Bewehrung in Betonquerschnitten mit Maßen kleiner als 150 mm gelten niedrigere Werte.

1.4 Anlass und Ziel des Forschungsvorhabens Die o. g. Unsicherheiten zu beheben war der Anlass eines am Institut für Bauforschung der RWTH Aachen (ibac) bearbeiteten und vom Deutschen Institut für Bautechnik (DIBt) geförderten Forschungsvorhabens [1]. Ziel des Vorhabens war es daher, die Verbundspannungen für die Verankerung von Bewehrungsstäben im Mauerwerk nach DIN 1053-3 und Eurocode 6 anhand aus der Literatur entnommener und eigener experimenteller Untersuchungen zu überprüfen und ggf. neue, auf der sicheren Seite liegende, charakteristische Verbundfestigkeiten vorzuschlagen.

2 Einflussfaktoren auf den Verbund von Bewehrung in Lagerfugen und Aussparungen 2.1 Materialabhängige Einflussfaktoren Die Eigenschaften der verwendeten Mauersteine (kapillare Wasseraufnahme, Steinfeuchte beim Vermauern, Porengrößenverteilung) haben einen wesentlichen Einfluss auf das Verbundverhalten des Bewehrungsstahls im Mörtel. Dies ist zum einen die Folge der unterschiedlichen Festigkeit des Mörtels in der Lagerfuge bzw. Aussparung, bedingt durch das verschiedenartige Saugverhalten der Mauersteine, und zum anderen der unterschiedlichen Oberflächenrauigkeit der Mauersteine. Die Mörteldruckfestigkeit wird neben den feuchtetechnischen Eigenschaften der verwendeten Mauersteine sowie deren Feuchtegehalt beim Vermauern auch von der Mörtelzusammensetzung bestimmt. Werkmörtel enthalten i. d. R. Zusatzmittel zur Verbesserung bestimmter Eigenschaften, z. B. der Haftscherfestigkeit, der Verarbeitbarkeit, des Frostwiderstandes. Einige dieser Zusatzmittel bewirken durch eine Erhöhung des Luftgehaltes

des Frischmörtels eine Veränderung der Porenstruktur im Vergleich zu Mörteln ohne Zusatzmittel und können den Verbund zwischen Mörtel und Bewehrungsstahl maßgeblich beeinflussen, wie die Ergebnisse aus der Literatur (s. Bild 4) gezeigt haben. Für das bewehrte Mauerwerk sind nach DIN 1053-3 neben Bewehrungselementen nur gerippte Betonstähle einzusetzen. Analog zum Stahlbeton stellen der Bewehrungsdurchmesser und die bezogene Rippenfläche wichtige Kenngrößen für die Verbundqualität dar. Da die Bewehrung im Mauerwerk, anders als im Beton, nicht dauerhaft durch die hohe Alkalität des Mörtels geschützt ist, muss bei Verwendung in nicht dauerhaft trockenem Raumklima ein zusätzlicher Korrosionsschutz (z. B. Epoxydharz-Beschichtung, Verzinkung) aufgebracht werden. In den eigenen Untersuchungen zum Verbund zwischen Bewehrungsstahl und Mörtel in bewehrtem Mauerwerk wurde speziell auf die Einflüsse verschiedener Steinarten unter Berücksichtigung unterschiedlicher Querschnittsgeometrien, der Festigkeit des Mörtels sowie des Bewehrungsdurchmessers eingegangen. Wegen der bei Kalksandsteinen zu erwartenden niedrigeren Druckfestigkeit des Füllmörtels in der Aussparung und der damit verbundenen niedrigeren Verbundfestigkeit der Bewehrung wurden die Untersuchungen vorwiegend an diesen Mauersteinen durchgeführt. Es wurden weiterhin in der jeweiligen Druckfestigkeitsklasse der verwendeten Normalmörtel der Mörtelgruppen IIa, III und IIIa geringe Mörteldruckfestigkeiten angestrebt, um den ungünstigsten Fall für den Verbund abzudecken. Es kamen keine Zusatzmittel zum Einsatz. Der Bewehrungsdurchmesser wurde vereinzelt variiert und betrug 6 bzw. 14 mm. Die Bewehrung war unbeschichtet.

2.2 Geometrieabhängige Einflussfaktoren Die Art der Bewehrungsführung – in der Lagerfuge bzw. in Formsteinen – und die dadurch bedingte Herstellart der Mauerwerkbauteile (Verfüll- und Verdichtungsart), die Lage der Bewehrung (horizontal und vertikal), die Größe des Mörtelquerschnitts und der Abstand der Bewehrung zur Wand-

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oberfläche stellen die geometrischen Randbedingungen für die erreichbare Verbundqualität dar. Die Ausführungsqualität von bewehrtem Mauerwerk hat eine entscheidende Bedeutung für die Verbundqualität zwischen Bewehrung und Mörtel. In [11] wurde bei der Lagerfugenbewehrung der Einfluss der Dicke der Lagerfuge und damit verschiedener Mörteldeckungen (zwischen 3 und 12 mm) untersucht. Eine abnehmende Mörteldeckung zur Wandoberfläche führt durch eine Sprengrissbildung zu einer deutlichen Reduzierung der Verbundqualität. DIN 1053-3 fordert daher eine Mörteldeckung von c ≥ 30 mm zur Wandoberfläche. Durch eine Vergrößerung der Mörtelumhüllung ist mit einer Erhöhung der Verbundspannungen zu rechnen. Dies gilt ebenso für eine horizontale Bewehrungsführung in Formsteinen, wie die Versuche von Barlet in [10] gezeigt haben. Der insgesamt größere Mörtelquerschnitt ermöglicht außerdem ein besseres Verdichten (Stochern mit der Kelle), wodurch der Verbund verbessert werden kann. Einige Versuchsergebnisse von Meyer in [11] deuten darauf hin, dass die Verbundspannungen für Bewehrung in Formsteinen nach Verbundbereichen (kleine und große Aussparungen) differenziert werden sollten. Bei den eigenen Untersuchungen wurde zwischen Bewehrung, die horizontal in Lagerfugen eingelegt und die vertikal in kleinen (≥ 65 mm) und großen (≥ 135 mm) Aussparungen angeordnet ist, unterschieden. Es wurden jeweils die minimal zulässigen Querschnittsabmessungen geprüft. Außerdem wurde der Einfluss der Verfüllungs- und Verdichtungsart der Aussparungen auf die Verbundeigenschaften unter Beachtung der Ausführungsregeln nach DIN 1053-3 und DIN 1053-4 [12] untersucht.

den sieben Versuchsserien mit je fünf Ausziehversuchen pro Serie. Bei den Versuchsserien mit Normalmörtel der Mörtelgruppen IIa und IIIa sowie dem Referenzbeton C25/30 variierte der Bewehrungsdurchmesser ds zwischen 6 und 14 mm. Bei der Versuchsserie mit NM III betrug der Bewehrungsdurchmesser 6 mm. Die Bewehrungsstähle wurden zentrisch stehend in eine Würfelform von 200 mm Kantenlänge eingebaut. Die Verbundlänge betrug 5 · ds. Im Versuch wurde der Bewehrungsstab entgegen der Betonierrichtung gezogen. Die Ergebnisse der Ausziehversuche belegen, dass die Verbundkräfte mit steigender Mörtel- bzw. Betondruckfestigkeit zunehmen. Mit steigendem Bewehrungsdurchmesser, und damit größerer bezogener Rippenfläche, werden rd. 20 % höhere Verbundspannungen beim Mörtel und 35 % höhere Verbundspannungen beim Beton erreicht.

4 Verbund von Bewehrung in Lagerfugen 4.1 Literaturauswertung Zur Untersuchung des Verbundes von Bewehrung in Lagerfugen wurde in einem ersten Schritt eine Literatursichtung der bisher durchgeführten Untersuchungen durchgeführt. Eine Datenbank erfasste die aus der Literatur entnommenen Versuchsdaten. Dabei wurden die wichtigsten Einflussgrößen auf das Verbundverhalten, wie z. B. die Steinart und die Wahl des Mörtels mit oder ohne Einsatz von Zusatzmitteln, unterschieden. Die für

die Datenbank zugrunde gelegten Forschungsberichte sind in [1] aufgeführt.

4.2 Eigene experimentelle Untersuchungen Analog zu den Untersuchungen aus der Literatur [9], [11] wurden in einem nächsten Schritt in den eigenen Untersuchungen Ausziehversuche an kleinen Mauerwerkprüfkörpern durchgeführt. Diese Prüfkörper repräsentieren einen Ausschnitt aus einer Mauerwerkwand. In Bild 1 sind die Prüfkörper und die Versuchseinrichtung dargestellt. Es wurden insgesamt sechs Versuchsserien mit je sechs Ausziehversuchen pro Serie durchgeführt. Um den Einfluss der Steinart auf den Verbund zu untersuchen, wurden die vier Mauersteine Mauerziegel, Leichtbeton- und Porenbetonstein sowie Kalksandstein in Kombination mit dem Normalmörtel NM IIa geprüft. Außerdem wurde bei den Mauerwerkprüfkörpern aus Kalksandstein der Mörtel variiert, um den Zusammenhang einer Steigerung der Mörteldruckfestigkeit und der aufnehmbaren Verbundspannungen zu untersuchen. Der Bewehrungsdurchmesser betrug stets 6 mm. Die Verbundlänge für die Ausziehversuche wurde, wie in der Literatur häufig beschrieben, für alle Versuchsserien auf 10 · ds = 60 mm begrenzt und mittig im Prüfkörper angeordnet. Diese Verbundlänge ist doppelt so groß wie die übliche Verbundlänge, die bei Untersuchungen des Verbundes im Stahlbetonbau verwendet wird [13], um Einflüsse von Unregelmäßigkeiten bei der

3 Verbund von Bewehrung in Mörtel bzw. Beton Um Anhaltswerte für das allgemeine Verbundverhalten zwischen Bewehrung und Mörtel bzw. Beton zu erhalten und mit dem in Mauerwerk zu vergleichen, wurden zunächst Referenzprüfungen ohne Kontakt vom Mörtel bzw. Beton zum Mauersteinmaterial in Anlehnung an die Empfehlungen in [13] durchgeführt. Untersucht wur-

Bild 1. Ausziehversuche an Lagerfugenbewehrung; Prüfkörper und Versuchseinrichtung Fig. 1. Pull-out tests on reinforcement in the bed-joint; specimens and testing site

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Vermörtelung in der Lagerfuge auszugleichen. Die Bewehrung wurde mit 30 mm Mörteldeckung zum Prüfkörperrand eingelegt. Die Soll-Fugendicke wurde auf die nach DIN 1053-3 maximal zulässige Dicke von 20 mm eingestellt. Mit einem Regressionsansatz wurden die aus den Einzelversuchen gemessenen Verbundspannungs(τv)Schlupfkurven(∆) angenähert. In Bild 2 (links) sind die gemittelten Näherungskurven, die sich für die unterschiedlichen Steinarten in Kombination mit NM IIa ergeben, dargestellt. Wie aus dem Diagramm entnommen werden kann, und analog zu den Fugendruckfestigkeiten (s. Bild 3), liegen die mittleren Verbundspannungen bei Porenbeton- und Kalksandsteinen, bedingt durch die unterschiedliche Wasserabsaugcharakteristik, deutlich unter denjenigen bei Verwendung von Hochlochziegeln und Leichtbetonsteinen. In Bild 2 (rechts), sind die gemittelten Verbundspannungs-Schlupfkurven der Versuchsserien mit Kalksandsteinen unter Variation der Mörteldruckfestigkeit dargestellt. Daraus wird deutlich, dass eine höhere Mörtelgruppe, vgl. dazu die Kurven für NM III und NM IIIa, nicht zwangsläufig zu höheren Verbundspannungen führt.

4.3 Zusammenhang zwischen der Fugendruckfestigkeit und der Normdruckfestigkeit Da durch die wassersaugenden Eigenschaften der verwendeten Mauersteine die Mörteldruckfestigkeit in der Lagerfuge stark beeinflusst wird, wurde neben der Normdruckfestigkeit an Mörtelprismen βD nach DIN 18555-3 [14] auch die Fugendruckfestigkeit βD,F(ibac) an aus der Lagerfuge entnommenen Proben nach DIN 18555-9, Verfahren III [15], gemessen. In Bild 3 ist der Zusammenhang zwischen der Mörteldruckfestigkeit und der Fugendruckfestigkeit dargestellt. Alle ermittelten Fugendruckfestigkeiten, abgesehen von den Versuchsserien aus der Literatur, bei denen Zusatzmittel (Verzögerer VZ und Luftporenbilder LP) verwendet wurden, betragen im Mittel mehr als 70 % der Mörteldruckfestigkeit und liegen damit über dem in DIN 1053-1 [16] geforderten Wert. In [17] wird ein linearer Zusammenhang zwischen der Fugendruckfestigkeit und der Mörteldruck-

Bild 2. Mittlere Verbundspannungs-Schlupfkurven bei Lagerfugenbewehrung Fig. 2. Mean bond stress-slip curves for reinforcement in the bed-joint

Bild 3. Zusammenhang zwischen Normdruckfestigkeit an Mörtelprismen nach [14] und Fugendruckfestigkeit nach [15] Fig. 3. Relationship between compressive strength of mortar specimens according [14] and mortar compressive strength in the bed-joint according [15]

festigkeit angegeben. Bei einigen Mauerwerkprüfkörpern aus Kalksandsteinen und NM IIIa lag die Fugendruckfestigkeit jedoch unter der an Prismen ermittelten Normdruckfestigkeit. Dagegen führt die Verwendung von Hochlochziegeln zu mindestens 30 % höheren Mörteldruckfestigkeiten in der Lagerfuge als bei den Mörtelprismen ohne Kontakt zum Steinmaterial. Aus Bild 3 wird ersichtlich, dass es keinen eindeutigen Zusammenhang zwischen der Fugendruckfestigkeit und der Normdruckfestigkeit gibt. Das unterschiedliche Saugverhalten der Steine in Verbindung mit dem Wasserrückhaltevermögen des Mörtels ergibt eine extreme Bandbreite. In den meisten Fällen liegt man bei der Normdruckfestigkeit als Bezugsgröße auf der sicheren Seite. Eine Zuordnung der Verbundspannungen zu den Mörtelgruppen, wie in den Normen für bewehrtes Mauerwerk erfolgt, ist daher prinzipiell möglich. Für eine genauere Abschätzung der Verbundspannung der Bewehrung sollte als Bezugsgröße jedoch die Fugendruckfestigkeit gewählt werden.

4.4 Vergleich der maßgebenden Verbundspannungen Mit der Theorie des verschieblichen Verbundes ist es möglich, aus den in den Versuchen ermittelten Verbundspannungs-Schlupfkurven den Verlauf der Verbund- und Stahlspannungen für beliebig lang eingebettete Stähle anzugeben. Damit können dann die erforderlichen Verankerungslängen für die Bewehrung in der Fuge ermittelt und somit die maßgebenden Verbundspannungen τM berechnet werden. In [1] wird auf die Auswertung der Ausziehversuche näher eingegangen. Das unterschiedliche Saugverhalten der Steine während des Erhärtungsvorganges bewirkt auch eine unterschiedliche Festigkeit des Mörtels, wie in Bild 3 gezeigt. Aus diesem Grund wurde als Bezugsgröße für die Auswertung der Verbunduntersuchungen die Fugendruckfestigkeit ausgewählt. In Bild 4 sind die maßgebenden Verbundspannungen aus der Literatur und den eigenen Untersuchungen in Abhängigkeit ihrer Fugendruckfestigkeit aufgetragen. Grundsätzlich

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wurde bei den Versuchsergebnissen mit steigender Mörteldruckfestigkeit eine deutlich geringere Zunahme der aufnehmbaren Verbundspannungen festgestellt, als dies bei der Festlegung der zulässigen Grundwerte der Verbundspannungen in DIN 1053-3 angenommen wurde. Den Literaturergebnissen zufolge können außerdem bei Verwendung von Zusatzmitteln (vor allem VZ und LP) geringere Verbundfestigkeiten erreicht werden. Die Versuche belegen auch, dass die Steinart einen maßgeblichen Einfluss auf den Verbund zwischen Bewehrungsstahl und Mörtel ausübt. Die Versuche mit Mauerwerkprüfkörpern aus Hochlochziegeln und Leichtbetonsteinen erreichten fast doppelt so hohe Verbundspannungswerte als die aus Kalksand- und Porenbetonsteinen.

Wie oben erläutert, existiert analog zum Stahlbeton ein direkter Zusammenhang zwischen der Verbundfestigkeit von Bewehrungsstahl in bewehrtem Mauerwerk und der Fugendruckfestigkeit. Für die Beschreibung dieses Zusammenhangs wurde eine Regressionsrechnung durchgeführt. Analog zum Stahlbeton wurde als Ansatz Gl. (1) gewählt. Um daraus charakteristische Verbundfestigkeiten aus den Versuchsdaten abzuleiten, wurde diese Regressionsgleichung durch Multiplikation eines konstanten Faktors abgemindert, bis nur 5 % der Einzelwerte der Versuchsdaten unterhalb der Regressionskurve lagen. Bei der Regressionsrechnung fanden zum einen alle Versuchsdaten Berücksichtigung; zum anderen wurden aufgrund des deutlich besseren Verbundverhaltens

lediglich die Versuchsdaten aus den Mauerwerkprüfkörpern mit Hochlochziegeln getrennt ausgewertet. In Bild 4 sind neben den Versuchsdaten auch die resultierenden 5%-Quantilkurven und -formeln dargestellt. Im Zuge der Überprüfung der charakteristischen Verbundfestigkeiten aus DIN 1053-3 [2], der Entwurfsfassung der DIN 1053-3 [3] und dem Eurocode 6 wurden die Versuchswerte den Werten aus den Normen gegenübergestellt (Bild 5). Die maßgebenden Verbundspannungen der Mauerwerkprüfkörper vor allem aus Kalksandsteinen sind stets kleiner als die im Eurocode 6 angegebenen Werte. Die in DIN 1053-3 konservativ definierten Werte werden von den Versuchsdaten nicht unterschritten. Im Gegensatz zur Entwurfsfassung der DIN 1053-3 wird nicht empfohlen, den Verbundfestigkeitswert für NM III der DIN 1053-3 zu erhöhen, da dieser Wert von den eigenen Versuchsdaten sogar unterschritten wird. Die Verwendung von NM IIa bei bewehrtem Mauerwerk scheint ohne Weiteres möglich.

5 Verbund von horizontal eingelegter Bewehrung in Formsteinen

Bild 4. Verbund von Bewehrung in Lagerfugen, Versuchswerte aus Literatur und eigenen Untersuchungen (Einzelwerte) sowie funktionaler Zusammenhang Fig. 4. Bond of reinforcement in the bed joint, literature and own obtained values (single values) and functional relationship

Bild 5. Verbund von Bewehrung in Lagerfugen, Versuchswerte aus Literatur und eigenen Untersuchungen (Einzelwerte) und Vergleich zu den Normen [2], [3] und [4] Fig. 5. Bond of reinforcement in the bed joint, literature and own obtained values (single values) and comparison with the values in the standards [2], [3] und [4]

Zur Festlegung der zulässigen Grundwerte der Verbundspannungen wurden wie zuvor beschrieben nur wenige Versuche an Ziegel-Formsteinen durchgeführt. Da die Mörteldruckfestigkeit in Ziegel-Formsteinen im Vergleich zu geometrisch ähnlichen Kalksand-Formsteinen deutlich höher ist, führte Meyer in [11] einige Versuche mit U-Schalen aus Kalksandstein durch. Die Versuchsergebnisse dieser Untersuchungen sind in Bild 6 dargestellt. Neben der Mörtelgruppe wurde in [11] auch die Breite der Formsteine variiert. Bei Verwendung von Formsteinen mit einer Breite von b = 175 mm und Normalmörtel NM III wurden deutlich höhere maßgebende Verbundspannungen ermittelt als bei Verwendung von Formsteinen mit einer Breite von b = 115 mm und Normalmörtel NM IIIa (vgl. Bild 6). Die Verbundspannungen der Versuche an Bewehrung in Formsteinen – abgesehen von der Versuchsserie mit Beton – sind deutlich kleiner (mäßiger Verbund) als die der Versuche an Lagerfugenbewehrung (guter Verbund, s. Bild 4). Dies ist auf eine erhöhte Was-

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Bild 6. Verbund von horizontal angeordneter Bewehrung in Formsteinen, Versuchswerte aus Literatur (Einzelwerte), funktionaler Zusammenhang sowie Vergleich zu den Normen [2], [3] und [4] Fig. 6. Bond of horizontally-oriented reinforcement in shaped masonry units, literature values (single values), functional relationship and comparison with the values in the standards [2], [3] und [4]

serzugabe in der Mörtelmischung für bessere Fließeigenschaften sowie schlechtere Verdichtungsmöglichkeiten, vor allem bei geringer Steinbreite, zurückzuführen. Die Versuchsdaten bei horizontal eingelegter Bewehrung in Formsteinen wurden analog zu denen bei Lagerfugenbewehrung ausgewertet. In Bild 6 ist die resultierende 5%-Quantilgleichung der Versuche an Bewehrung in Formsteinen abgebildet. Außerdem werden in Bild 6 die Versuchsdaten mit den charakteristischen Verbundfestigkeiten nach DIN 1053-3 [2], der Entwurfsfassung der DIN 1053-3 [3] und dem Eurocode 6 gegenüberstellt. Dieser Vergleich bestätigt, dass die charakteristischen Verbundfestigkeiten in DIN 1053-3 und Eurocode 6 zu hoch angesetzt sind und deshalb dringend überarbeitet werden müssen. Die neue Aufteilung der Verbundfestigkeiten für eine horizontale Bewehrungsführung in Formsteinen nach der Entwurfsfassung der DIN 1053-3 führt zu charakteristischen Werten, die nur geringfügig unterschritten werden.

der Verbundeigenschaften dieser Bewehrungsanordnung wurden bei den eigenen Untersuchungen ebenfalls Ausziehversuche an Mauerwerkprüfkörpern durchgeführt. Da die Querschnittsgeometrie der Mauersteine und die unterschiedlichen Herstellarten der Mauerwände auch einen Einfluss auf die aufnehmbaren Verbundspannungen haben können, wurden hier die beiden in DIN 1053-3 beschriebenen, vertikalen Bewehrungsführungen – in kleinen und in großen Aussparungen – untersucht. Außerdem wurden Untersuchungen zum Einfluss der Verfüllungs- und Verdichtungsart der Aussparungen der Mauerwerkprüfkörper auf die Verbundeigenschaften, unter Beachtung der Ausführungsregeln nach DIN 1053-3 sowie der Sonderregelungen für Mauertafeln nach DIN

1053-4 durchgeführt. Bei einer geschosshohen Verfüllung wurde zusätzlich eine mögliche Gefahr des Entmischens des Verfüllmaterials und der Absonderung von Zugabewasser überprüft. Gemäß DIN 1053-3 sind kleine Aussparungen nach jeder Steinlage zu verfüllen. Aus diesem Grund wurden die Mauersteine mit kleinen Aussparungen, wie in Bild 7 gezeigt, lagenweise über die Bewehrung abgesetzt und mit Dünnbettmörtel vermauert. Der Füllmörtel wurde dann lagenweise direkt von Hand in die Aussparungen eingefüllt und anschließend durch leichtes Stochern mit einem Stab verdichtet. Insgesamt wurden vier Versuchsserien mit je vier Ausziehversuchen geprüft. Als Mauersteine kamen ausschließlich Kalksandsteine zum Einsatz. Untersucht wurden die drei Normalmörtel NM IIa, NM III und NM IIIa. Der Bewehrungsdurchmesser betrug mit Ausnahme der Kombination mit NM IIa, bei der der Bewehrungsdurchmesser auch auf 6 mm variiert wurde, 14 mm. Die Bewehrung wurde mittig und senkrecht in der Aussparung eingesetzt. Die Verbundlänge der Bewehrung im Mörtel betrug 300 mm (ds = 6 mm) bzw. 390 mm (ds = 14 mm). Das Verbundverhalten von vertikalen Bewehrungsstäben in großen, verfüllten Aussparungen wurde mit zwei unterschiedlichen Füllmörteln (NM IIa und NM IIIa) und einem Verfüllbeton (C25/30) untersucht. Für das umgebende Mauersteinmaterial wurden ausschließlich Kalksandsteine verwendet. Der Bewehrungsdurchmesser (ds = 14 mm) wurde nicht variiert. Die Verbundlänge der Beweh-

6 Verbund von vertikal angeordneter Bewehrung in Aussparungen 6.1 Eigene experimentelle Untersuchungen Für die Verbundwerte vertikal angeordneter Bewehrung in Aussparungen liegen aus der Literatur keine Versuchsergebnisse vor. Zur Untersuchung

Bild 7. Vertikal angeordnete Bewehrung in kleinen Aussparungen; Prüfkörper und Versuchseinrichtung Fig. 7. Vertically-oriented reinforcement in small cavities; specimens and testing site

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rung im Mörtel wurde auf 350 mm begrenzt. Die großen Aussparungen wurden mithilfe einer von Steinreihe zu Steinreihe gegenläufigen Anordnung von U-Schalen erzeugt (Bild 8, links). Die minimale Mörteldeckung betrug 60 mm in jeder Richtung. Insgesamt wurden sechs Versuchsserien mit je sechs Ausziehversuchen durchgeführt. Das Einfüllen des Füllmörtels erfolgte zum einen gemäß DIN 1053-3 direkt von Hand in die Aussparung der 1,25 m hohen Mauerwerkwände (Bild 8, Mitte). Zum anderen wurde der Füllmörtel mittels eines auf die Aussparung aufgesetzten, 1,25 m langen Kunststoffrohres in die Aussparung eingefüllt, um die Verhältnisse beim Verfüllen geschosshoher Wände (H = 2,50 m) gemäß DIN 1053-4 abzubilden (Bild 8, rechts). Durch diese Versuche sollte einerseits überprüft werden, ob das händische Verfüllen des 1 m hohen Verfüllkanals bei gleichzeitiger Verdichtung des Mörtels durch Stochern ohne Hohlräume möglich ist. Anderseits sollte durch die Versuche festgestellt werden, ob sich der Mörtel durch die geschosshohe Fallhöhe entmischen kann.

In Bild 9 sind die mittleren Verbundspannungs-Schlupfkurven dieser Versuche dargestellt. Bei einem Vergleich der Diagramme aus Bild 9 erkennt man, dass die aufnehmbaren Verbundspannungen bei vertikaler Bewehrungsanordnung in kleinen Aussparungen geringer sind als in großen Aussparungen. Dies ist zum einen bedingt durch die Querschnittsgeometrie: Je kleiner die Aussparung, desto geringer ist die Mörteldeckung zwischen Bewehrungsstahl und Mauerstein und desto größer die Beeinflussung der Verbundeigenschaften durch den Mauerstein, wodurch die im Mörtel aufnehmbaren Verbundspannungen geringer werden können. Zum anderen wirkt sich die Verfüllungsart von großen Aussparungen je 1 m Wandhöhe, gemäß den Ausführungsregeln nach DIN 1053-3, positiv aus, während bei kleinen Aussparungen, die von Steinlage zu Steinlage verfüllt werden, der Verbund durch die Zentrierung der Bewehrung nach jeder Steinlage bereichsweise zerstört wurde. Bei der Verfüllung je 1 m Wandhöhe und gleichzeitiger Verdichtung des Mörtels durch Stochern mit einem Stab wurden dagegen keine Fehlstel-

len zwischen der Bewehrung und dem Mörtel festgestellt. Beim geschosshohen Verfüllen von großen Aussparungen, gemäß den Sonderregelungen nach DIN 1053-4, besteht aus Sicht der Autoren keine Gefahr der Entmischung des Mörtels, eine Absonderung von Wasser wurde nicht beobachtet. Durch die geschosshohe Fallhöhe ist die Verdichtungsenergie noch größer, sodass noch höhere Verbundspannungen erreicht wurden als bei einer Verfüllung je 1 m Wandhöhe. Bei der geschosshohen Verfüllung mit Beton war der Verbund so gut, dass die Versuche abgebrochen werden mussten, kurz bevor die Streckgrenze des Stahls erreicht wurde. Aus diesem Grund konnten für die Versuchsserien mit Beton keine Verbundspannungs-Schlupfkurven ermittelt werden. Bei vertikaler Bewehrungsführung in kleinen Aussparungen zeigten die Versuchsergebnisse ferner, dass die aufnehmbare Verbundspannung für kleinere Bewehrungsdurchmesser (ds = 6 mm) im Vergleich zu größeren (ds = 14 mm) rd. 20 % größer ist (s. Bild 9, links). Dies ist auch auf eine höhere Mörteldeckung beim 6-mm-Stab zwischen Bewehrung und umgebenden Stein zurückzuführen. Zusätzlich wirkt sich, anders als bei den Referenzuntersuchungen des Mörtels ohne Kontakt zum Steinmaterial, der kleinere Durchmesser durch das größere Verhältnis Umfang/Fläche günstiger aus.

6.2 Zusammenhang zwischen der Fugendruckfestigkeit und der Normdruckfestigkeit

Bild 8. Vertikal angeordnete Bewehrung in großen Aussparungen; Prüfkörper Fig. 8. Vertically-oriented reinforcement in great cavities; specimens

Bild 9. Mittlere Verbundspannungs-Schlupfkurven an vertikal angeordneter Bewehrung in kleinen (links) sowie in großen Aussparungen (rechts) Fig. 9. Mean bond stress-slip curves for vertically-oriented reinforcement in small (left) and great cavities (right)

Im Hinblick auf die Beeinflussung der Mörteldruckfestigkeit im Verfüllkanal durch die verwendeten Kalksandsteine wurde auch hier der Zusammenhang zwischen der Druckfestigkeit an Mörtelprismen nach [14] und der Druckfestigkeit an aus dem Verfüllkanal entnommenen Mörtelproben in Anlehnung nach [15] untersucht. In Bild 10 ist dieser Zusammenhang dargestellt, der wie in [17] linear angesetzt werden kann. Es fällt bei der Bewehrungsführung in kleinen Aussparungen, wie bei der Lagerfugenbewehrung in Bild 3, jedoch auch auf, dass die Mörteldruckfestigkeit im Verfüllkanal der Versuchsserie mit NM IIIa kleiner ist als die Prismendruckfestigkeit. Im Gegensatz zu den Untersuchungen an Bewehrungsstäben in großen Aussparungen

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spielte bei der Bewehrungsführung in kleinen Aussparungen das umgebende Steinmaterial aufgrund der kleineren Mörteldeckung des Bewehrungsstabs eine größere Rolle.

6.3 Vergleich der maßgebenden Verbundspannungen Aus den in den Versuchen bestimmten Verbundspannungs-Schlupfkurven (s. Bild 9) wurden auch hier mithilfe des Gesetzes des verschieblichen Verbundes die maßgebenden Verbundspannungen ermittelt. In Bild 11 sind diese in Abhängigkeit der Mörteldruckfestigkeit im Verfüllkanal aufgetragen, analog der Auswertung bei Lagerfugenbewehrung. Neben den Versuchsdaten sind in Bild 11 auch die resultierenden 5%-Quantilgleichungen dargestellt. Bei den Regressionsrechnungen wurden zum einen alle Versuchsdaten, ohne Unterscheidung nach Größe der Aussparungen, berücksichtigt, wobei dann nur von einer mäßigen Verbundqualität ausgegangen werden kann. Zum anderen wurden die an Mauerwerkkörpern mit großen Aussparungen bestimmten Versuchsdaten getrennt betrachtet. Aus diesen Werten resultiert eine 5%-Quantilgleichung, die für den guten Verbund gilt. Das heißt, aus den Querschnittsabmessungen der Aussparungen und den unterschiedlichen Herstellbedingungen der Mauerwerkkörper ergeben sich zwei Verbundqualitäten, eine mäßige und eine gute. Bei der Überprüfung der ansetzbaren Verbundspannungen für die Verankerung von Bewehrungsstäben in vertikalen Aussparungen sowie Formsteinen ist festzustellen, dass die ermittelten maßgebenden Verbundspannungen deutlich unterhalb der charakteristischen Verbundfestigkeiten in DIN 1053-3 [2], in der Entwurfsfassung der DIN 1053-3 [3] und im Eurocode 6 liegen, wie in Bild 12 klar gezeigt wird. Die Werte der Normen müssen daher dringend geändert werden.

Bild 10. Zusammenhang zwischen Normdruckfestigkeit an Mörtelprismen nach [14] und Druckfestigkeit im Verfüllkanal in Anlehnung an [15] Fig. 10. Relationship between mortar compressive strength according [14] and mortar compressive strength in the cavity of the masonry unit according [15]

Bild 11. Verbund von vertikaler Bewehrung in Aussparungen, Versuchswerte aus eigenen Untersuchungen (Einzelwerte) und funktionaler Zusammenhang Fig. 11. Bond of vertically-oriented reinforcement in shaped masonry units, own obtained values (single values) and functional relationship

7 Herleitung charakteristischer Verbundfestigkeiten Die hier dargestellten Ergebnisse zeigen die Notwendigkeit auf, neue, auf der sicheren Seite liegende, charakteristische Verbundfestigkeiten in den Normen zu definieren.

Bild 12. Verbund von vertikaler Bewehrung in Aussparungen, Versuchswerte aus eigenen Untersuchungen (Einzelwerte) und Vergleich zu den Normen [2], [3] und [4] Fig. 12. Bond of vertically-oriented reinforcement in shaped masonry units, own obtained values (single values) and comparison with the values in the standards [2], [3] und [4]

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nung nach Mörtelgruppen setzt voraus, dass die Mörteldruckfestigkeit im Mauerwerk mindestens so groß ist wie die Mindestdruckfestigkeit des Mörtels nach DIN V 18580. Für eine genauere Bestimmung der ansetzbaren Verbundspannungen wird jedoch empfohlen, die Mörteldruckfestigkeit in Lagerfugen bzw. im Verfüllkanal zu bestimmen und diese als Bezugsgröße in den 5%-Quantilgleichungen einzusetzen. Die abgeleiteten charakteristischen Verbundfestigkeitswerte sind in Tabelle 5 zusammengefasst. Sie entsprechen den nachfolgend definierten Randbedingungen und gelten für die ungünstigste Stein-Mörtel-Kombination: Die Werte werden nach Bewehrungsanordnung und Verbundqualität unterteilt, da die Versuchsergebnisse bestätigt haben, dass die Verbundspannung von der Querschnittsgeometrie des Verfüllkanals, der Verfüllungsart des Mörtels und der damit erzielten Verbundqualität abhängt. In den Formsteinen bzw. Aussparungen wird der Mörtel schlechter verdichtet als in der Fuge, da dort durch das Anklopfen und Drücken der Steine eine gewisse Verdichtung erreicht wird. So ist der Verbund in den Formsteinen mit dem Verbundbereich II (mäßiger Verbund) in DIN 1045 zu vergleichen. Bedingt

Um anhand einer statistischen Auswertung charakteristische Verbundspannungen (5%-Quantilwerte), getrennt nach Bewehrungsanordnung, mit einem hohen Konfidenzniveau zu ermitteln, lagen zahlenmäßig nicht genügend Versuchsdaten für die jeweiligen Mörtel-Kombinationen vor. Da analog zum Stahlbeton ein direkter Zusammenhang zwischen der Verbundfestigkeit von Bewehrungsstahl in bewehrtem Mauerwerk und der Mörteldruckfestigkeit im Mauerwerk (βD,F(ibac) bzw. βD,K) existiert, konnten unter Bezug auf die Versuchswerte Regressionsrechnungen für die Beschreibung dieses Zusammenhangs, getrennt nach der Bewehrungsanordnung, durchgeführt werden. In Tabelle 4 sind die daraus resultierenden 5%-Quantilgleichungen dargestellt, die in den Bildern 4, 6 und 11 dargestellt sind. Aus diesen 5%-Quantilgleichungen wurden charakteristische Verbundfestigkeiten getrennt nach Mörtelgruppen – durch Einsetzen der Mindestdruckfestigkeit der jeweiligen Mörtelgruppe (5 N/mm² für NM IIa, 10 N/mm² für NM III und 20 N/mm² für NM IIIa) – analog der bis heute noch gültigen Norm DIN 1053-3 und Eurocode 6 abgeleitet. Diese Zuord-

Tabelle 4. 5%-Quantilgleichungen zur Ermittlung von charakteristischen Verbundfestigkeiten Table 4. 5%-fractile equations for the determination of characteristic anchorage values Bewehrungsanordnung

Verbund

horizontal in Formsteinen

mäßig

horizontal in der Lagerfuge

gut

5-%-Quantilgleichung

fbk,horizontal,Formsteine,alle = 0,11 · β0,66 D,K fbk,Lagerfuge = 0,17 · β0,66 D,F(ibac) für alle Steine fbk,Lagerfuge = 0,22 · β0,66 D,F(ibac) für HLz

stehend in Aussparungen stehend in Formsteinen bzw. Aussparungen (≥ 135 mm)

mäßig

fbk,vertikal,Formsteine,alle = 0,11 · β0,66 D,K fbk,vertikal,Formsteine ≥135mm = 0,13 · β0,66 D,K

gut

Tabelle 5. Vorschlag für die charakteristischen Verbundfestigkeiten der Bewehrung Table 5. Proposal of characteristic anchorage strength of reinforcement Mörtel in N/mm² Bewehrungsanordnung

Verbund

NM IIa

NM III

NM IIIa

(M5)

(M10)

(M20)

horizontal in der Lagerfuge und in Formsteinen

mäßig

0,30

0,50

0,80

gut

0,501)

0,751)

1,201)

stehend in Formsteinen bzw. Aussparungen

mäßig

0,30

0,50

0,80

gut

0,35

0,60

0,90

Für Mauerziegel kann dieser Wert um 30 % erhöht werden

durch die Querschnittsgeometrie der Aussparungen können negative Einflussfaktoren wie das Wasserabsaugen vom Mauerstein verstärkt sowie die erreichbare Qualität der Verdichtung beeinflusst werden. Die Versuchsdaten zeigen, dass für die Lagerfugenbewehrung die Werte bei Hochlochziegeln deutlich über denen von Kalksandsteinen liegen. Für eine Bewehrung in Formsteinen (verfüllt mit Beton) konnten aufgrund nicht ausreichender Versuchsdaten keine eigenen, charakteristischen Verbundfestigkeitswerte vorgeschlagen werden.

8 Zusammenfassung Mit dem Ziel, die ansetzbaren Verbundspannungen für die Verankerung von Bewehrungsstäben in Mauerwerk unter Berücksichtigung verschiedener Einflussfaktoren zu überprüfen, wurden im ersten Schritt die aus der Literatur gewonnenen Untersuchungsergebnisse zusammengestellt und ausgewertet. In einem umfangreichen Versuchsprogramm folgte im zweiten Schritt die Untersuchung der Verbundeigenschaften zwischen Bewehrung und Mauermörtel sowohl bei horizontal eingelegter Bewehrung in Lagerfugen als auch bei vertikal in kleinen und großen Aussparungen angeordneter Bewehrung mittels Ausziehversuchen. Außerdem wurden bei den Untersuchungen an vertikal angeordneter Bewehrung die Einflüsse der Verfüllungsund Verdichtungsart des Füllmörtels bzw. -betons analysiert. Vor allem bei vertikaler Bewehrungsführung liegen die Versuchswerte aller Normalmörtel unter den charakteristischen Verbundfestigkeiten in DIN 1053-3 sowie im Eurocode 6 und müssen deshalb dringend überarbeitet werden. Analog zum Stahlbeton wurden für den Zusammenhang zwischen den mittleren Verbundspannungen und den Mörteldruckfestigkeiten in bewehrtem Mauerwerk getrennt nach der Bewehrungsanordnung Regressionsrechnungen durchgeführt. Daraus leiten sich – getrennt nach Mörtelgruppen – neue, auf der sicheren Seite liegende, charakteristische Werte ab. Diese Werte sollen anhand weiterer Untersuchungen abgesichert werden und schließlich künftig im Nationalen Anhang zum Eurocode 6 einfließen.

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9 Ausblick Zukünftig wäre es sinnvoll, für die Angabe von charakteristischen Verbundfestigkeiten anstelle der Normdruckfestigkeit (Zuordnung nach Mörtelgruppen) die Mörteldruckfestigkeit im Mauerwerk als Bezugsgröße heranzuziehen, da durch die unterschiedlichen wassersaugenden Eigenschaften der verwendeten Mauersteine die Mörteldruckfestigkeit im Mauerwerk maßgeblich beeinflusst wird. Dazu müsste die Norm für bewehrtes Mauerwerk die Prüfung der Fugendruckfestigkeit bzw. der Mörteldruckfestigkeit für Mauermörtel im Verfüllkanal vorschreiben. Außerdem sollten weitere Untersuchungen über die Wirkung des Einsatzes von Zusatzmitteln in Mörteln erfolgen, da die Untersuchungen aus der Literatur belegt haben, dass durch Zusatzmittel (VZ und LP) kleinere Mörteldruckfestigkeiten im Mauerwerk erreicht werden können als die Normdruckfestigkeiten, und die Verbundeigenschaften damit negativ beeinflusst werden können. Ferner bleibt noch zu klären, inwiefern die Betondruckfestigkeit und die aufnehmbaren Verbundspannungen von den unterschiedlichen Saugcharakteristika der Mauersteine beeinflusst werden. Um die unterschiedlichen Baustoffeigenschaften besser ausnutzen zu können, wäre es auch zweckdienlich, nach Steinarten differenzierte, charakteristische Verbundfestigkeiten anzugeben. Hier besteht noch weitergehender Forschungsbedarf zur gesicherten Festlegung dieser differenzierten Werte. Literatur [1] Brameshuber, W., Saenger, D.: Überprüfung der ansetzbaren Verbundspannungen für die Verankerung der Beweh-

rungsstäbe in Mauerwerk nach DIN 1053-3 und DIN EN 1996-1-1. Aachen: Institut für Bauforschung, 2012. – Forschungsbericht Nr. F 7074. [2] DIN 1053-3:1990-02: Mauerwerk; Teil 3: Bewehrtes Mauerwerk; Berechnung und Ausführung. NABau im DIN, Berlin 1990. [3] E DIN 1053-3:2008-03: Mauerwerk; Bewehrtes Mauerwerk; Berechnung und Ausführung. Unveröffentlichter Normentwurf. NABau im DIN, Berlin 2008. [4] DIN EN 1996-1-1:2010-12: Eurocode 6: Bemessung und Konstruktion von Mauerwerksbauten; Teil 1-1: Allgemeine Regeln für bewehrtes und unbewehrtes Mauerwerk; Deutsche Fassung EN 1996-1-1:2005+AC:2009. NABau im DIN, Berlin 2010. [5] DIN EN 1996-1-1/NA:2012-05: Nationaler Anhang – Eurocode 6: Bemessung und Konstruktion von Mauerwerksbauten – Teil 1-1: Allgemeine Regeln für bewehrtes und unbewehrtes Mauerwerk. NABau im DIN, Berlin 2012. [6] DIN V 18580:2007-03: Mauermörtel mit besonderen Eigenschaften. Vornorm. NABau im DIN, Berlin 2007. [7] DIN 1045:1988-07: Beton und Stahlbeton: Bemessung und Ausführung. NABau im DIN, Berlin 1988. [8] Lindorf, A.: Woher kommen die Bemessungswerte der Verbundspannung? Beton- und Stahlbetonbau 105 (2010), H. 1, S. 53–59. [9] Zelger, C., Barlet, U.: Bestimmung zulässiger Rechenwerte der Verbundspannung in bewehrtem Mauerwerk. Teile I und II. Materialprüfungsamt für das Bauwesen, München 1984. [10] Barlet, U.: Verbund zwischen Stahl und Mörtel im bewehrten Mauerwerk. München, Technische Universität, Dissertation, 1989. [11] Meyer, U.: Zur Rißbreitenbeschränkung durch Lagerfugenbewehrung in Mauerwerkbauteilen. In: Schriftenreihe Aachener Beiträge zur Bauforschung, Institut für Bauforschung der RWTH Aachen (1996), Nr. 6, Dissertation.

[12] DIN 1053-4:2011-05: Mauerwerk; Teil 4: Fertigbauteile. NABau im DIN, Berlin 2009. [13] Comite Euro-International du Beton; CEB; RILEM; FIP: RILEM/CEB/ FIP Recommendations on Reinforcement Steel for Reinforced Concrete. Revides Edition of: RC 6: Bond Test for Reinforcement steel: 2. Pull-Out-Test. (Rev. Ed., May ’83) Final Draft of: Measuring the Rib Pattern of Re-Bars (May 1983) In: CEB-News (1983), Nr. 73. [14] DIN 18555-3:1982-09: Prüfung von Mörteln mit mineralischen Bindemitteln; Teil 3: Festmörtel, Bestimmung der Biegezugfestigkeit, Druckfestigkeit und Rohdichte. NABau im DIN, Berlin 1982. [15] DIN 18555-9:1999-09: Prüfung von Mörteln mit mineralischen Bindemitteln; Teil 9: Festmörtel, Bestimmung der Fugendruckfestigkeit. NABau im DIN, Berlin 1999. [16] DIN 1053-1:1996-11: Mauerwerk; Teil 1: Berechnung und Ausführung. NABau im DIN, Berlin 1996. [17] Riechers, H.-J.: Ein neues Modell zur Beschreibung der Festigkeitsentwicklung von Mauermörtel in der Fuge. In: Schriftenreihe Aachener Beiträge zur Bauforschung, Institut für Bauforschung der RWTH Aachen (2000), Nr. 10, Dissertation.

Autoren dieses Beitrages: Univ.-Prof. Dr.-Ing. Wolfgang Brameshuber Dipl.-Ing. Dorothea Saenger RWTH Aachen Institut für Bauforschung Schinkelstraße 3 52062 Aachen

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Fachthemen Sebastian Ortlepp

DOI: 10.1002/dama.201300559

Lastaufteilung und Widerstandsverhalten von Schubwänden Für die Ermittlung von Horizontalkräften an Wandscheiben wird gewöhnlich ein Kräftegleichgewicht unter Anwendung der Biegesteifigkeiten der einzelnen Mauerwerkswände genutzt. Besitzen die beteiligten Wände überwiegend die gleiche Steifigkeit und Auflast, ist dieses Prinzip eine gute Näherung zur Bestimmung der Wandbeanspruchung. Gibt es jedoch stark unterschiedliche Wandgeometrien innerhalb eines Geschosses, führen unterschiedliche nichtlineare Verformungen infolge aufreißender Querschnitte und Schubverformungen zu einer geänderten Lastaufteilung, welche stark von dem Verhältnis der Biegesteifigkeiten abweicht. Mit theoretischen Untersuchungen an einem Wandmodell konnte dies gezeigt werden. Eine Analyse des Verformungsverhaltens zeigt unter bestimmten Lastmerkmalen starke Einflüsse auf die Duktilität. Speziell unter geringer Auflast zeigen kurze und lange Mauerwerkswände ein enormes Verformungspotenzial bei nahezu gleich bleibendem Tragwiderstand. Load sharing and resistance behaviour of shear walls. For the determination of horizontal forces to shear walls an equilibrium using the bending stiffness of the individual masonry wall is used. This assumption is a good approximation for determining the wall load in horizontal direction usually if the walls have mainly the same stiffness and vertical load. However, if there are very different wall geometries within a floor, different nonlinear deformations due gapping cross-sections and shear deformations lead to an altered load distribution. Especially for masonry a non-linear deformation of shear walls appears. Studies on a wall model with specific load characteristics show either a strong or a low ductility during deformation. Especially short and long masonry walls under low load show enormous potential for deformation at a constant load resistance.

Sofern Erddruck in einem oder mehreren Geschossen anliegt, ist dieser zu bestimmen und ebenfalls als Superposition mit dem Wind zu berücksichtigen. Gegebenenfalls vorhandene Verkehrslasten auf der Erdoberfläche sind mit einzubeziehen. Für den Ansatz des Erddruckbeiwertes ist die vorgesehene Art der Verfüllung des Zwischenraums zwischen Erdreich und Bauwerk ebenso von Bedeutung wie die mögliche Verformbarkeit der Wände, auf die er senkrecht einwirkt. Die Horizontallasten werden zum Teil in die Deckenebene eingeleitet (Bild 2). Bei zweiachsig spannenden Kel-

Bild 1. Windlast auf ein mehrgeschossiges Gebäude in Längsrichtung, nach DIN EN 1991-1-4 [8] Fig. 1. Longitudinal wind load on a multi-storey building from wind, acc. to DIN EN 1991-1-4 [8]

1 Allgemeines Sofern ein Nachweis der Gebäudeaussteifung erforderlich wird, müssen die einwirkenden Horizontallasten bestimmt und auf die im System wirkenden aussteifenden Bauteile aufgeteilt werden. Eine einzelne Schubwand bekommt demnach einen bestimmten Anteil aus der Gesamtbelastung.

2 Einwirkende Horizontallasten Für Horizontallasten aus Wind ist zu beachten, dass diese nach der maßgebenden Norm für das Gesamtgebäude in ungünstigster Anströmrichtung zu ermitteln sind (Bild 1).

Bild 2. Erddruck auf eine einachsig spannende Kellerwand [12] Fig. 2. Soil pressure on an uniaxial basement wall [12]

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S. Ortlepp · Lastaufteilung und Widerstandsverhalten von Schubwänden

lerwänden wird ein Teil des Erddruckes auch über die aussteifenden Querwände im Kellergeschoss abgetragen. Als Gegenpart zu den äußeren Horizontalkräften Wind und Erddruck wirkt die innere Aussteifungskraft in horizontaler Richtung. Bei der Bestimmung der Aussteifungskräfte geht man von einer gewissen Lotabweichung des Gesamtsystems des Gebäudes aus. Infolge der nicht idealen Senkrechtstellung der Wände und der ggf. weiteren Bauteile entstehen Abtriebskräfte, die durch das System der aussteifenden Wände aufgenommen werden müssen (Bild 3). Diese dürfen vereinfachend als in der Ebene der Geschossdecken wirkend angenommen werden, z. B. DIN EN 1996-1-1 [6]. Dabei geht man von einer rechnerischen Schiefstellung von υ

α a1 = υ =

(100

1 h tot

)

(rad)

(1)

(aus DIN EN 1996-1-1 [6]) aus, wobei htot die Gesamthöhe des Bauwerkes ist. Mit der Vertikalkraft Nk,i einer Geschossebene i erhält man die Abtriebskraft Hα,i für diese Geschossebene zu Hα,i = Nk,i · αa1

(2)

Die so ermittelten horizontalen Aussteifungskräfte können auch in eine Gleichstreckenlast umgerechnet und den Windlasten zugeschlagen werden.

q h,a =

1 Σ Hα,i h tot

(3)

Wenn ein rechnerischer Nachweis auf Erdbebeneinwirkung erforderlich wird, kann dieser nach dem statischen Ersatzlastverfahren durchgeführt werden, DIN EN 1998-1 [7]. Die sich aus der Erdbebenbeschleunigung ergebenden Trägheitskräfte werden als statische Ersatzlasten i. d. R. ebenfalls in Deckenebene eingetragen (Bild 4). Nähere Erläuterungen dazu sind z. B. in [1], [11] und [13] zu finden.

3 Widerstand 3.1 Ansatz der Wandsteifigkeiten Die Aufteilung der Horizontallasten auf alle vorhandenen Wandscheiben in einer Etage geschieht gewöhnlich über die Verhältnisse der Wandbiegesteifigkeiten [13]. Diese Methode ist genau betrachtet nur dann anzuwenden, wenn die Wandscheibe ausschließlich auf Biegung versagen würde. Jedoch ist diese Art der Lastaufteilung einfach und kann als gute Näherung betrachtet werden. Voraussetzung sind eine starre Deckenscheibe und die Berücksichtigung

Bild 3. Ermittlung der Aussteifungskräfte [13] Fig. 3. Determination of stiffening loads [13]

Bild 4. a) Mehrgeschossiger Hochbau, b) Ersatzstab mit Masseverteilung, c)–e) Grundschwingungsformen und f) Verteilung der statischen Ersatzkräfte [1] Fig. 4. a) Multi-storey structure, b) equivalent beam with mass distribution, c)–e) basic waveforms and f) force distribution of the equivalent force [1]

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S. Ortlepp · Lastaufteilung und Widerstandsverhalten von Schubwänden

der Biegesteifigkeit der Einzelwände in nur einer, der Längsrichtung. Durch den Ansatz eines Kräftegleichgewichtes besteht die Möglichkeit, die Horizontallasten z. B. aus Wind zu bestimmen. Dabei wird die starre Deckenscheibe wie ein starrer Balken auf elastischen Federn betrachtet. Für den Wert der Federsteifigkeit wird im Allgemeinen die Biegesteifigkeit der Wandscheibe betrachtet. Gl. (4) zeigt die Möglichkeit der Bestimmung der Horizontalkraft auf eine Einzelscheibe unter der Vernachlässigung eines Rotationsmomentes in der Geschossebene. Derartige Torsionsmomente treten immer dann auf, wenn die Windkraftresultierende zur resultierenden Position des Schubwandwiderstandes (Schubmittelpunkt, Gl. (5)) einen Hebelarm besitzt (Bild 5). Ist ein signifikantes Torsionsmoment vorhanden, ist dieses ebenfalls über die Gleichgewichtsbedingung auf alle Schubwände aufzuteilen, Gl. (6).

He,i = He,ges ⋅

E Ii

(4)

∑E I

(bei symmetrischen Grundrissen, unter Vernachlässigung der Rotation) mit He,i einwirkende Horizontalkraft auf eine Wandscheibe He,ges einwirkende Horizontalkraft auf das Stockwerk Ist die Rotation des Gebäudes zu berücksichtigen, müssen zunächst die Koordinaten des Schubmittelpunktes bestimmt werden. Sie lauten n

y*M = 0

∑ Iy,j ⋅ y*j j=1

∑ Iy,j j=1

S M0 Mj H0w,i,z H0w,i,y ez ey

z*M = 0

∑ Iz,j ⋅ z*j j=1 n

(5)

∑ Iz,j j=1

Schwerpunkt des Gesamtquerschnittes Schubmittelpunkt des Gesamtquerschnittes Schubmittelpunkt des Teilquerschnittes j in den Schubmittelpunkt verschobene Horizontallast in z-Richtung im Geschoss i in den Schubmittelpunkt verschobene Horizontallast in y-Richtung im Geschoss i Exzentrizität in z-Richtung Exzentrizität in y-Richtung

Bild 5. Grundrissbeispiel mit Lage der Aussteifungswände [13] Fig. 5. Ground plan example with position of stiffening walls [13]

mit yM0; zM0 Koordinaten des Schubmittelpunktes im System y*-z* Iy,j Flächenträgheitsmoment der Scheibe j um die yAchse, bezogen auf ein zum y-z-Koordinatensystem achsenparalleles System durch den Profilschwerpunkt Flächenträgheitsmoment der Scheibe j um die zIz,j Achse, bezogen auf ein zum y-z-Koordinatensystem achsenparalleles System durch den Profilschwerpunkt Koordinaten der Schwerpunkte (genauer Schubyj*; zj* mittelpunkte Mj) der Scheibe j im System y*-z* (s. Bild 5) Der Rotationsanteil ist nach Gl. (6) zu bestimmen.

He,rot,i = MS ⋅

E Ii

∑ E Iω

⋅ zM

(6)

(Rotationsanteil bei unsymmetrischen Querschnitten) mit MS zM

Torsionsmoment, bezogen auf den Schubmittelpunkt S kraftnormaler Abstand der Wand zum Schubmittelpunkt

∑ E Iω ∑ (E I ⋅ zM2) Wölbsteifigkeit

Die Gln. (4) und (6) beruhen auf der Annahme einer konstanten Steifigkeit der Wände, unabhängig von Verformungen und Versagensart. Für Mauerwerk trifft diese Annahme nur im begrenzen Maße und unter relativ geringer Auslastung, ohne Aufreißen des Querschnitts, zu. Für den Fall, dass eine einzelne Schubwand an ihre Tragfähigkeitsgrenze kommt, kann es infolge eines nichtlinearen Verformungsverhaltens zu einer Verringerung der Biegesteifigkeit kommen. Als Folge davon lagern sich bei statisch unbestimmten Aussteifungssystemen Horizontallastanteile auf andere Schubwände um. Geringer ausgelastete Schubwände ziehen infolge ihres noch ungerissenen Querschnitts und ihrer daher noch unreduzierten Steifigkeit Lasten an. Lastumlagerungen sind unter Sicherstellung der Gleichgewichtsbedingung nur an Schubwänden erlaubt, deren Tragfähigkeit durch Biege- oder Reibungsversagen erreicht wird. Schubwände, die auf Steinzug oder Schubdruck versagen, zeigen gewöhnlich nur geringe Duktilität und damit nicht die Fähigkeit, durch eine Plastifizierung Last umzulagern. Bereits in Bakeer [2] wurden dazu Ergebnisse vorgetragen. Das ganze Problem ist stark nichtlinear. Das heißt, dass das Sicherheitskonzept nicht ohne Weiteres zur Anwendung kommen darf – eine 1,5-fach erhöhte Kraft führt nicht unbedingt zu einer 1,5-fachen Verformung oder Beanspruchung der Struktur. Die Betrachtung einzelner Lastfälle wird somit ebenfalls schwieriger, da das Superpositionsgesetz hier keine Anwendung findet. Daher lautet die Empfehlung, bei einem Aussteifungssystem aus Mauerwerk entweder im linear-elastischen Bereich zu bleiben oder den Nachweis des Gleichgewichtes auf Kraft und Verformung zu führen. Dazu gibt der folgende Abschnitt einige Anhaltspunkte.

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S. Ortlepp · Lastaufteilung und Widerstandsverhalten von Schubwänden

3.2 Statisch unbestimmtes Aussteifungssystem

2,5

Bei der Bestimmung der Kraftanteile für ein in einem Geschoss wirkendes Aussteifungssystem aus Wänden treten gerade im Mauerwerksbau neben der nichtlinearen Biegeverformung große Anteile aus nichtlinearer Querkraftverformung auf. Infolge dieses Anteils bezieht sich die Ermittlung der horizontalen Kraftanteile nicht ausschließlich auf die Verhältnisse E · I. Voraussetzung für die nachfolgende Betrachtung ist die aus den Verformungen der Wandscheiben hervorgehende Lastübernahme aus dem geometrischen Gleichgewicht, welches durch eine starre Deckenplatte an den Wandköpfen sichergestellt werden soll (s. auch Abschn. 3.1). Senkrecht zur Wandrichtung auftretende Verformungen sollen vorerst keinen Kraftanteil besitzen, auch ein Versagen soll vorläufig ausgeschlossen werden. Löring [17] hat bereits Untersuchungen zum nichtlinearen Horizontalkraft-Verformungs-Verhalten an einem FEModell durchgeführt (Bild 6) und experimentell nachgewiesen. Dabei konnte eindeutig festgestellt werden, dass die Steifigkeit einer aus Mauerwerk hergestellten Schubwand (1,25 m lang und 17,5 cm dick) wesentlich geringer als nur die reine Biegesteifigkeit ist. Selbst im linear-elastischen Bereich der Kraft-Verformungs-Linie aus Bild 6 verläuft die aus der Balkentheorie ermittelte Kraft-Verformungs-Linie steiler als die Linie aus der FE-Simulation. Die Gründe liegen auch in dem Anteil der Schubverzerrung, welche das FE-Programm berücksichtigt, aber nicht bei der Schnittgrößenaufteilung eines Geschosses eingeht. Der Anteil der Schubverzerrung lässt sich an der allgemeinen Arbeitsgleichung für Stabtragwerke eindeutig ablesen Gl. (7).

x=0

∑ Pi ⋅ δi = ∫ ME⋅ IM dx + ∫ i

mit — Pi δi —– — M, Q M, Q E I, GA/κ

κ ⋅Q ⋅Q dx GA

(7)

Einheitslast am Punkt i Verschiebung am Punkt i Schnittkraftlinien aus Einheitslast Schnittkraftlinien aus Belastung Biege- und Schubsteifigkeit

Für die Durchbiegung eines Kragarms (2,5 m hoch, 1,5 m lang, 0,175 m dick, Kalksandstein) am Kopf infolge einer eingetragenen Einzellast P gibt es folgende Anteile, Gl. (8)

∫

2,5

∫

x=0

2,53 P M⋅M dx = ⋅ = 0,011P EI 3 EI κ ⋅Q ⋅Q κ ⋅ 2,5 dx = ⋅ P = 0,003P GA GA

(8)

mit κ ≈ 1,1 für Rechteckquerschnitte Nur durch die Betrachtung der linearelastischen Schubverformung erhöht sich die Durchbiegung, unabhängig vom verwendeten Baustoff, um ca. 25 %. Eigene Untersuchungen an der Kraft-Verformungs-Beziehung von gemauerten Schubwänden mit veränderlichem Querschnitt infolge aufreißender Zugzone zeigen in Bezug auf Löring [17] ein ähnliches Verhalten (Bilder 7 bis 10). Dabei wurde eine Schubwand schrittweise verschoben und die horizontale Widerstandskraft bestimmt. Es fanden unterschiedliche Lagerungen am Wandkopf Berücksichtigung: Bild 7: reiner Kragarm Bild 8: verdrehbehinderter Wandkopf Bild 9: verdreh- und verschiebebehinderter Wandkopf. Die Untersuchung der Kraft-Verformungs-Linie wurde vorerst nur noch auf einen weiteren Wandquerschnitt angewendet (Bild 11). Die Auflast aller oben gezeigten Versuche ist relativ gering, sodass kein Steinzugversagen eintritt. Daraus ergibt sich eine sehr große Duktilität, welche sich durch ein sehr hohes Verformungsvermögen der Wände darstellt. Im Fall Biegung rotiert die Wandscheibe um ihren Fußpunkt, wodurch sich ein nahezu konstanter Widerstand ergibt. Im Fall Reibung liegt die Grenze bei µ · NEd, ebenso ein konstanter Wert. Durch die in diesem Beispiel unvermörtelten Stoßfugen kommt es im Modell zu einem diskontinuierlichen Reibungsverlauf in den Lagerfugen mit progressiver Überschreitung der Haftscherspannung. Das zeigt sich in der Simulation so, dass zwar die Scherspannung im gesamten Querschnitt gleichmäßig eingetragen wird, aber durch die Überlagerung mit den Zugspannungen infolge der Biegebeanspruchung zuerst die Fugen im Bereich der Horizontallasteinleitungen aufreißen und damit ihre Haftscherfestigkeit verlieren. An diesen Stellen liegen die größten Biegezugspannungen vor. Selbst bei den eingespannten Varianten zeigt sich dieses Versagensmuster. Durch Überlage-

Bild 6. Querkraft-Verformungs-Diagramm einer 1,25 m langen Schubwand, nach Löring [17] Fig. 6. Linegraph of shear force and deformation of a 1.25 m shear wall, acc. to Löring [17]

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Bild 7. Nichtlineare Spannungs- und Verformungszustände einer 1,5-m-Wand als Kragscheibe Fig. 7. State of non-linear stress and deformation of a 1.5 m wall, considered as cantilever

Bild 8. Nichtlineare Spannungs- und Verformungszustände einer am Kopf gegen Verdrehung fixierten 1,5-m-Wand Fig. 8. State of non-linear stress and deformation of a 1.5 m wall, rotation fixed at the head

Bild 9. Nichtlineare Spannungs- und Verformungszustände einer eingespannten 1,5-m-Wand (Erhöhung der Normalkraft infolge Rotation und Verkeilung der Wand) Fig. 9. State of non-linear stress and deformation of a 1.5 m wall, fixed on the head for rotation and vertical displacement (increasing of the vertical force due to rotation and wedging

rung mit Zugspannungen kommt es in Teilen des Querschnittes nicht zu einer vollen Ausnutzung der Haftscherspannung. Lange Schubwände unter einer höheren Auflast können durch Steinzug versagen. Im Modell ist diese Versagens-

art nicht so anschaulich darstellbar, da das Überschreiten der Zugspannungen nur als Elementversagen implementiert werden kann, wodurch dieses Element auch keine Vertikalspannung mehr überträgt. Dieses wiederum bildet nicht die Realität ab. Als Ausweg wird ein Steinzugriss als kraftschlüs-

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Bild 10. Kraft-Verformungs-Linie am Wandkopf für unterschiedliche Lagerungen für eine 1,5 m lange Wand aus Kalksandstein Fig. 10. Line graph of force and deformation for a 1.5 m long wall of limestone with different mountings on the head

Bild 11. Kraft-Verformungs-Linie am Wandkopf für unterschiedliche Lagerungen für eine 1,0 m lange Wand aus Kalksandstein Fig. 11. Line graph of force and deformation for a 1.0 m long wall of limestone with different mountings on the head

siger Kontakt vorgegeben, welcher sich bei Erreichen der Zugfestigkeit des Steinmaterials öffnet. Die Folge ist demnach ein „Sollriss“, welcher das prinzipielle Versagensmuster einer auf Steinzug versagenden Schubwand abbilden kann (Bilder 12 und 13). Aus dem Diagramm Bild 12 ist erkennbar, dass sich durch den Riss infolge Steinzugs die Wand halbiert und unter steigender Horizontalverschiebung als zwei Einzelbauteile agiert. Aus Gründen der realitätsfremden Modellierung (gewöhnlich verlaufen Steinzugrisse diagonal) wurden für dieses Beispiel keine Werte für eine Kraft-VerschiebungsFunktion angegeben. In diesem Zusammenhang sei jedoch

darauf hingewiesen, dass am Lehrstuhl Tragwerksplanung der TU Dresden derzeit daran gearbeitet wird, ein Mauerwerksmodell zu entwickeln, welches den Steinzug und die daraus entstehenden Risse direkt abbilden kann.

3.3 Kapazitätsverfahren Den Abschluss des Umlagerungsvermögens der beteiligten Schubwände bildet die totale Umlagerung auf die Kapazität (Tragfähigkeit) jeder einzelnen Wand, wie es z. B. bei Erdbebenberechnungen üblich ist. Wird dieser Berechnungsansatz für die Grundkombination des Grenzzustandes der

Bild 12. Prinzipielle Kraft-Verformungs-Linie am Wandkopf für eine 2,0 m lange Wand beim Versagen infolge Steinzug Fig. 12. Principle line graph of force and deformation for a 2.0 m long wall of limestone, failing due to unit tension

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Bild 13. Prinzipielles Versagen einer mit einem „Sollriss“ versehenen 2,0 m langen Schubwand Fig. 13. Principle fail of a 2.0 m long wall, using a predetermined crack

terschiedlichen Verformungen liegen. Eine reine Addition der Maximalwerte aller am Schubabtrag beteiligten Wände führt nicht zum Maximalwert des Gebäudes. Bei den im Rahmen des Forschungsvorhabens ESECMaSE [4] durchgeführten Versuchen an Gebäudeausschnitten und numerischen Simulationen (s. [2]) hat sich gezeigt, dass auch nach Auftreten erster Risse die Tragfähigkeit des Gesamtsystems gegenüber horizontaler Beanspruchung noch lange gegeben ist. Ausgangspunkt der Berechnung war, den tatsächlich kritischen Zustand als Kriterium für die Bemessung anzusetzen, was für den Fall der Tragfähigkeit bedeutet, dass das Versagen des jeweiligen Bauteils eintritt (Bild 14).

4 Zusammenfassung Tragfähigkeit genutzt, sollte das nur in Zusammenhang mit einer Verformungsbetrachtung am gesamten Bauwerk stattfinden. Der anrechenbare Widerstand eines Geschosses ergibt sich aus der Summe der Tragfähigkeiten der Schubwände, Gl. (9). Voraussetzung: Alle Wände wirken gleichzeitig zusammen. In diesem Fall kann es zu größeren Rissen zwischen den Wandscheiben und der Decke kommen, weil der maximale Tragwiderstand für jede einzelne Wand bei unterschiedlichen Verformungen liegt. Für eine Aussteifungsrechnung, bei der die Gebrauchstauglichkeit nachzuweisen ist, sollte im Grenzzustand der Gebrauchstauglichkeit GZG ein Nachweis der Rissbreite und Randdehnung geführt werden.

HR,ges =

∑ HR,i

(9)

(bei symmetrischen Grundrissen, unter Vernachlässigung der Rotation) mit HR,ges Gesamtwiderstand des Stockwerkes Grenztragfähigkeit der einzelnen Wand HR,i Steifere Wände müssen plastizieren, damit die Wände mit geringerer Steifigkeit den maximalen Tragwiderstand aufbauen können. Des Weiteren wurde bereits in [2] sehr gut deutlich, dass die Kapazitäten einzelner Scheiben bei un-

Das Thema „Tragverhalten von Mauerwerkswänden in Geschossbauten“ wird derzeit intensiv diskutiert. Eine ungünstige Lastkombination bei den Nachweisen (1,0-fache Auflast und 1,5-fache Querkraft) führt nicht selten zum rechnerischen Kollaps von Geschosswänden [18]. In Deutschland wurde bisher noch kein Fall bekannt, bei dem infolge Wind und planmäßiger Stabilisierungskräfte ein Massivhaus signifikante Schäden gezeigt hätte. Schlussendlich bleibt es dem Ingenieur überlassen, wie er die Reserven in einem Aussteifungssystem nutzt. In den letzten Jahren wurden dazu viele Vorschläge unterbreitet. Angefangen von der Optimierung von Schnittkräften an Einzelscheiben [19] bis zur Abbildung ganzer Gebäude, wodurch nichtlineare Umlagerungseffekte berücksichtigt werden [2], gibt es mittlerweile ein enormes Sammelsurium an Empfehlungen, Systemreserven rechnerisch zu berücksichtigen. Zwar steigt der Aufwand der Modellierung, es können jedoch bereits bei der Schnittgrößenermittlung gegenüber dem üblichen Kragarmmodell günstige Effekte genutzt werden [20]. Der vorliegende Beitrag beschreibt weitere Systempotenziale, indem die Duktilität von Wandscheiben gezielt rechnerisch angesetzt werden kann. Unter der Einbeziehung der sich in der Entwicklung befindenden Finite-Elemente-Modellierung von Mauerwerk unter Berücksichtigung des Steinzugversagens wird es möglich sein, Geschossebenen mit einem erweiterten Kapazitätsverfahren zu berechnen (Bild 15). Da-

Bild 14. Im Rahmen von ESECMaSE [4] untersuchtes, vereinfachtes Gebäude unter Erdbebenlast beim Einsturzhergang; simuliert mit LS-DYNA [2] Fig. 14. As part of ESECMaSE [4] studied, simplified building under seismic load at the time of collapsing; simulated using LS-DYNA [2]

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S. Ortlepp · Lastaufteilung und Widerstandsverhalten von Schubwänden

Bild 15. Erweitertes Kapazitätsverfahren mit Berücksichtigung von Arbeitslinien der Schubwände Fig. 15. Extended method of capacity including the working line of shear walls

bei wird ein Arbeitspunkt bei einer definierten Verschiebung vorgegeben und der Tragwiderstand bestimmt. Die Verschiebung ist so zu wählen, dass der Grenzzustand der Gebrauchstauglichkeit eingehalten wird. Literatur [1] Bachmann, H.: Erdbebensicherung von Bauwerken. 2. Auflage. Basel, Boston, Berlin: Birkhäuser-Verlag 2002. [2] Bakeer, T.: Collapse analysis of masonry structures under earthquake actions. Dissertation. In: Bauforschung und Baupraxis, Heft 8, Fakultät Architektur, Technische Universität Dresden, 2009. [3] Bakeer, T.: The performance of masonry buildings under wind loads – The influence of the global effect on component response. Mauerwerk 15 (2011) H. 2, S. 88–97. [4] Caballero-González, A.: ESECMaSE – Enhanced Safety and Efficient Construction of Masonry Structures in Europe. In: Übersicht über abgeschlossene und laufende Forschungsvorhaben im Mauerwerksbau. Mauerwerk-Kalender 34 (2009), S. 731–734. Hrsg. W. Jäger. Berlin: Ernst & Sohn. [5] Carydis, P., Mouzakis: Static and Dynamic Shear Test on Structural Members Technical Report D7 of the Collective Research Project ESECMaSE. National Technical University of Athens, Laboratory for Earthquake Engineering, March 2007. [6] DIN EN 1996-1-1:2010-12: Bemessung und Konstruktion von Mauerwerksbauten – Teil 1-1: Allgemeine Regeln für bewehrtes und unbewehrtes Mauerwerk. Deutsche Fassung EN 1996-1-1:2005 + AC:2009. NABau im DIN, Berlin 2010. [7] DIN EN 1998-1:2010-12: Auslegung von Bauwerken gegen Erdbeben – Teil 1: Grundlagen, Erdbebeneinwirkungen und Regeln für Hochbauten. NABau im DIN, Berlin 2010. [8] DIN EN 1991-1-4:2010-12: Einwirkungen auf Tragwerke – Teil 1-4: Allgemeine Einwirkungen – Windlasten. NABau im DIN, Berlin 2010. [9] Elsche, B.: Zur rechnerischen Modellierung der Beanspruchungen und der Tragfähigkeit von aussteifenden Mauerwerkswänden. Dissertation, Universität Dortmund, 2008. Schriftenreihe Tragkonstruktionen, Heft 3, 2008. [10] Fehling, E., Stürz, J.: Neueste Erkenntnisse zur Bemessung von Mauerwerk unter Erdbebeneinwirkungen. Bauingenieur 84 (2009), H. 11, S. 482–490.

[11] Gellert, Chr.: Nichtlinearer Nachweis von unbewehrten Mauerwerksbauten unter Erdbebeneinwirkung. Dissertation, RWTH Aachen University, 2010. [12] Hoffmann, J., Schöps, P.: Tragreserven bei Kellerwänden – Vergleich zwischen Norm und genauerer Berechnung mittels FEM. Mauerwerk 11 (2007), H, 3, S. 149–155. [13] Jäger, W., Marzahn, G.: Mauerwerk, Bemessung nach DIN 1053-100. Berlin: Ernst & Sohn 2010. [14] Jäger, W., Morlack, F., Schöps, P.: Vergleichsrechnungen von Referenzhäusern im Rahmen der Anwendungserprobung des EC 6 mit Nationalem Anhang. Projektteil erarbeitet im Auftrage der DGfM und des DIBt. Jäger Ingenieure GmbH, Radebeul, August 2011. [15] Jäger, W., Ortlepp, S., Bakeer, T., Vassilev, T., Montazerolghaem, M., Richter, C., Bergander, H.: Schnittkraftermittlung für aussteifende Mauerwerkswände. Forschungsbericht, Technische Universität Dresden, Fakultät Architektur, Lehrstuhl Tragwerksplanung, 2010. [16] Jäger, W., Ortlepp, S., Schöps, P., Richter, C.: Vergleich der normativen Ansätze zum Nachweis von Aussteifungsscheiben im Gebäude nach DIN 1053-1/-100, EN 1996-1-1 und dem Forschungsvorhaben ESECMaSE hinsichtlich des Sicherheitsniveaus. Forschungsbericht, ZP 52-5-15.86-1309/09, TU Dresden, Lehrstuhl Tragwerksplanung, 2011. [17] Löring, St.: Zum Tragverhalten von Mauerwerksbauten unter Erdbebeneinwirkung. Dissertation, Universität Dortmund, Lehrstuhl für Tragkonstruktionen. 2005. [18] Geppert, D., Ortlepp, S.: Typische Grundrisse im Mauerwerksbau. In: Mauerwerk-Kalender 37 (2012), S. 315–339. Berlin: Ernst & Sohn. [19] Jäger, W.: Nutzung von Systemreserven bei der Schnittkraftermittlung an Schubwänden. Mauerwerk 15 (2011), H. 2, S. 69–76. [20] Ortlepp, S.: Modelle zur Berechnung von Schubwänden aus Mauerwerk. Mauerwerk 15 (2011), H. 3, S. 145–152.

Autor dieses Beitrages: Dr.-Ing. Sebastian Ortlepp TU Dresden, Fakultät Architektur Lehrstuhl Tragwerksplanung 01062 Dresden

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Fachthemen Tobias Bacht Lothar Stempniewski

DOI: 10.1002/dama.201300561

Großformatige Biegeversuche an Balken und wandartigen Trägern aus Leichtbeton-Schalungssteinen Im Rahmen eines von der Arbeitsgemeinschaft industrieller Forschungsvereinigungen „Otto von Guericke“ e. V. (AiF) geförderten Forschungsprojektes wurden am Institut für Massivbau und Baustofftechnologie, Abteilung Massivbau des Karlsruher Instituts für Technologie (KIT, seit Oktober 2010; ehemals Universität Karlsruhe) Großversuche an Balken und wandartigen Trägern aus Schalungssteinen der Firma „Gisoton Wandsysteme“ (aus Aichstetten) durchgeführt. Es sollte untersucht werden, ob mit Hilfe von Balken oder wandartigen Trägern aus Schalungssteinen Tragfähigkeiten in der Größenordnung des klassischen Stahlbetons erreicht werden können, um Wandöffnungen beispielsweise für Tiefgarageneinfahrten im System überspannen zu können. Full scale bending tests on beams and deep beams made of light-weight concrete shuttering blocks. In the framework of a research project funded by the Arbeitsgemeinschaft industrieller Forschungsvereinigungen “Otto von Guericke” e. V. (AiF) the Institute of Concrete Structures and Building Materials, Department Reinforced Concrete, Karlsruhe Institute of Technology (KIT, since October 2010; formerly University of Karlsruhe) carried out full scale bending tests on beams and deep beams made of lightweight concrete shuttering blocks produced by the company “Gisoton Wandsysteme” (from Aichstetten). It should be analysed if such beams and deep beams are offering load carrying capacities in the magnitude of classic reinforced concrete constructions to span larger wall openings (which are necessary for underground parking garage entrances, e.g.).

1 Einleitung Verwendet wurden Schalungssteine aus haufwerksporigem Leichtbeton, die im Falle von Außenwänden wahlweise mit integrierter Wärmedämmung aus expandiertem Polystyrol (EPS) gedämmt werden können. Bild 1 zeigt den verwendeten Thermoschall-Schalungsstein TS 30/6.5 in Draufsicht, Querschnitt und einer 3D-Ansicht. Für den Füllbeton wurde Lieferbeton verwendet. Außerdem wurde untersucht, wie viel und welche Art von Bewehrung (Längs- und Bügelbewehrung bei den Balken, Zugbandund Netzbewehrung bei den wandartigen Trägern) bei diesem speziellen Steinsystem notwendig ist.

2 Materialkennwerte Bei allen Versuchen kam Betonstahl B 500 und Transportbeton C25/30 (Größtkorn 16 mm) zum Einsatz. Vom

Beton wurden pro Versuch drei Probewürfel gefertigt und am Versuchstag getestet. Der Mittelwert der Würfeldruckfestigkeit (15 cm Kantenlänge) aus 24 Proben betrug 40,3 N/mm² (Maximum = 44,2 N/mm², Minimum = 37,7 N/mm²). Die Materialfestigkeit des verwendeten Betonstahls wurde lediglich an zwei Proben nachgewiesen, da bei allen Versuchen Material aus der gleichen Charge zum Einsatz kam und naturgemäß die Streuungen deutlich geringere Werte aufweisen als Beton. Der Mittelwert der Streckgrenze betrug 557 N/mm², der Mittelwert der Zugfestigkeit 634 N/mm². Für den haufwerksporigen Leichtbeton existieren ebenfalls Materialkennwerte, die bereits in mehreren Gutachten ausführlich ermittelt wurden [1], [2], [3]. Der Mittelwert der Druckfestigkeit beträgt 10,2 N/mm², der E-Modul 6600 N/mm² und die Biegezugfestigkeit etwa 2,5 N/mm².

3 Balkenversuche 3.1 Versuchsbeschreibung Zunächst wurden Tastversuche an zwei Balken durchgeführt, um das grundsätzliche Tragverhalten und die Leistungsfähigkeit der Schalungssteine zu testen. Hierfür wurde ein Balken der Länge 3,5 m und der Höhe 0,75 m hergestellt, basierend auf dem Schalungsstein TS 30/6,5. Die gewählten Abmessungen entsprechen typischen Anwendungsmöglichkeiten, bspw. Fensterbrüstungen oder Überzügen im Bereich von Tiefgarageneinfahrten. Zwei Längsbewehrungsstäbe bildeten die Bewehrung der Versuchskörper. Um die Längsbewehrungsstäbe möglichst weit am unteren Querschnittsrand einlegen zu können – wo die Zugbeanspruchung am größten ist – wurde die unterste Steinreihe umgedreht (Bild 2). Die eingebaute Querkraftbewehrung bestand aus zweischnittigen Bügeln mit Durchmesser 8 mm mit einem Längsabstand von 25 bzw. 12,5 cm, vgl. Bilder 2, 3a und 3b. Die angeordnete Bewehrung orientierte sich demnach am klassischen Stahlbeton. Insgesamt wurden zwei Versuche an unveränderten Schalungssteinen TS 30/6,5 durchgeführt, mit zwei unterschiedlichen Bewehrungsgraden. Bei zwei weiteren Versuchskörpern wurde die Polystyrol-Stegummantelung der Schalungssteine TS 30/6,5 entfernt, um die Auswirkung einer Vergrößerung des Betonquerschnitts zu untersuchen (s. Bild 3a). Tabelle 1 gibt einen Überblick über die Randbedingungen der durchgeführten Versuche. Bild 3b zeigt zur Verdeutlichung in Längs- und Querschnitt die mit Normalbeton ausbetonierten Teile der Balken.

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Bild 1. Verwendeter Schalungsstein: a) Draufsicht, b) Querschnitt und c) Ansichten Fig. 1. Used shuttering block: a) top view, b) cross-section and c) views

Da bei den Testbalken 1 und 2 – wie planmäßig vorgesehen – Stahlversagen der Längsbewehrung auftrat, wurde die Längsbewehrung für die Balken 3 und 4 auf zwei Stäbe mit

Durchmesser 20 mm erhöht. Die Bügelbewehrung wurde auf Durchmesser 8 mm alle 12,5 cm erhöht, um Querkraftversagen vor Erreichen der maximalen Biegetraglast auszuschließen.

Tabelle 1. Überblick über die Randbedingungen der Versuchsbalken Table 1. Overview of the experimental beams basic conditions Balken Effektive Stützweite

[m]

3,25

Bruttoquerschnittshöhe h

[m]

0,75

[m]

0,716

0,715

0,712

Bruttoquerschnittsbreite b

[m]

0,30

Füllbeton

C25/30

Betonstahl

B 500

Biegebewehrung

2 ∅ 12

2 ∅ 14

2 ∅ 20

∅ 8 – 25,0 ∅ 8 – 25,0 ∅ 8 – 12,5 ∅ 8 – 12,5

Querkraftbewehrung

Bild 2. Balken 1 Fig. 2. Beam 1

Statische Nutzhöhe d

Stegummantelung entfernt Untere Steinreihe umgedreht, um Bewehrung am zugbelasteten, unteren Querschnittsrand anordnen zu können.

Nein

Last bei Fließbeginn der Bewehrung

[kN]

151,85

192,87

388,78

388,49

Versagenslast

[kN]

182,45

242,95

414,53

432,03

[kNm]

102,63

136,66

233,17

243,02

Biegemoment beim Versagen

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Bild 4a. Detail der verdrehungsfreien Auflagerung Fig. 4a. Detail of the rotation-free support

Stegummantelung entfernt, um Betondruckzone am oberen Querschnittsrand zu vergrößern.

Bild 3a. Balken 2 Fig. 3a. Beam 2

Bild 4 zeigt Details des Versuchsstandes. Als Belastungsart kam der allgemein übliche 4-Punkt-Biegeversuch zur Anwendung. Der Balken wurde an den Rändern gelenkig aufgelagert (Bild 4a) und etwa in den Drittelspunkten über einen Versuchszylinder weggesteuert bis zum Versagen belastet (Bild 4b). Die Versuchsgeschwindigkeit betrug 2 mm/min.

Bild 4b. Detail der Lasteinleitung Fig. 4b. Detail of the load application

Bild 5a zeigt den gesamten Versuchsstand; die beiden oberen Pfeile verdeutlichen den Ort der Lasteinleitung, die beiden unteren Pfeile den

Bild 3b. Seitenansicht (Kernbeton grau dargestellt) und Querschnitt der Balkenversuche Fig. 3b. Test beams lateral view (core concrete shown in grey) and cross-sections

Bild 5a. Versuchseinrichtung für Balkenversuch Fig. 5a. Test beam testing facility

Bild 5b. Prinzipskizze des Versuchsaufbaus Balkenversuch Fig. 5b. Sketch of principle underlying of the test beams

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Ort der Auflagerung. Bild 5b zeigt eine Prinzipskizze der Versuchseinrichtung: Auflager und Lasteinleitung sind verdrehungs- und zwängungsfrei realisiert worden.

3.2 Messtechnik Die Versuchslasten wurden verschiebungsgesteuert durch einen Hydraulikzylinder aufgebracht. Die Verschie-

Bild 6. Biegemomenten-Dehnungsverlauf bei Balken 1 Fig. 6. Bending moment – contraction curve of beam 1

Bild 7. Biegemomenten-Verschiebungs-Verhalten von Balken 1 Fig. 7. Bending moment – displacement behaviour of beam 1

bungsgeschwindigkeit betrug 2 mm/ min. Aufgezeichnet wurden mit einer Frequenz von 5 Hz Maschinenweg, Maschinenkraft und die Vertikalverformungen an zwei Messstellen durch induktive Wegaufnehmer. Maschinenweg und die von den Wegaufnehmern gemessenen Werte stimmen nahezu überein. Bei Balken 1 wurden außerdem die Betonstauchungen an zwei Stellen auf der Oberseite des Trägers zwischen den Lasteinleitungsstellen gemessen. Bild 6 zeigt den Verlauf der Betonstauchungen über das Biegemoment. Das Rissmoment stellt sich etwa bei 25 kNm ein. Der starke Abfall bei 50 mm Verschiebung resultierte daraus, dass die Versuchseinrichtung nachjustiert werden musste, hatte aber keinerlei Auswirkung auf das Ergebnis.

3.3 Versuchsergebnisse und Auswertung 3.3.1 Balken 1 Bild 7 zeigt das Biegemomenten-Verschiebungs-Diagramm (Moment und Verschiebung in Balkenmitte) von Balken 1. Man erkennt deutlich, dass Stahlversagen maßgebend und ein sehr duktiles Verhalten erreicht wurde. Der Stahl beginnt bei einer Verschiebung von 9 mm zu fließen. Der Versuchsbalken erreichte eine maximale Verschiebung von 108 mm, wobei durch die große Stahldehnung die Druckzone so stark eingeschnürt wurde, dass sie ebenfalls versagte. Primärursache des Versagens war aber eindeutig Stahlversagen. In Bild 8 erkennt man deutlich die für eine reine Momentenbelastung (d. h. Normalkraft und Querkraft sind Null) zu erwartenden vertikalen Biegerisse im mittleren Drittel des Balkens. Außerhalb dieses Bereichs traten keine Risse in der Außenschale auf, sodass gefolgert werden kann, dass die Querkrafttragfähigkeit im querkraftbeanspruchten Bereich zwischen Lasteinleitung und Lagerung nicht erreicht wurde.

3.3.2 Balken 2

Bild 8. Balken 1 kurz vor dem Versagen Fig. 8. Beams 1 shortly before failure

Bild 9 zeigt das Biegemomenten-Verschiebungs-Diagramm von Balken 2. Auch bei diesem Versuch wurde Stahlversagen durch Stahlfließen trotz der Vergrößerung des Bewehrungsquer-

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schnittes von 2 ∅ 12 mm auf 2 ∅ 14 mm beobachtet. Allerdings wurde auch die Betondruckzone durch Entfernen der Wärmedämmung im Bereich der Leichtbetonquerstege etwas vergrößert (s. Bild 3a). Die Fließverschiebung betrug bei diesem Versuch etwa 10 mm. Das endgültige Versagen trat bei einer Durchbiegung von 86 mm ein.

3.3.3 Balken 3 Bei Balken 3 wurde im Vergleich zu Balken 4 die Polystyrol-Stegummantelung nicht entfernt. Dieser Balken wies also eine kleinere Druckzone auf als Balken 4. Diese Reduzierung machte sich in einem ersten Abplatzen eines Teils der Betondruckzone bei einer Verschiebung von etwa 37 mm bemerkbar, bei einer Verschiebung von 59 mm versagte auch der verbliebene Teil der Betondruckzone durch geometrisches Einschnüren. Auslöser des Versagens war aber wiederum Fließen des Bewehrungsstahls. In diesem Versuch wird die Wirksamkeit einer Entfernung der Stegummantelung deutlich: Das Last-Verschiebungsverhalten ist deutlich stabiler und es kann eine deutlich größere Maximalverschiebung erreicht werden, vgl. Bild 10. Trotzdem konnte ein Versagen mit Vorankündigung durch große Durchbiegungen und Risse erreicht werden.

Bild 9. Biegemomenten-Verschiebungs-Verhalten von Balken 2 Fig. 9. Bending moment – displacement behaviour of beam 2

Bild 10. Biegemomenten-Verschiebungs-Verhalten von Balken 3 Fig. 10. Bending moment – displacement behaviour of beam 3

3.3.4 Balken 4 Bild 11 zeigt das Momenten-Verschiebungs-Verhalten von Balken 4, der mit zwei Bewehrungsstäben Durchmesser 20 mm versehen war. Um die Biegedruckzone zu vergrößern, war bei diesem Versuch die Polystyrol-Stegummantelung entfernt worden. Diese Veränderung zeigte sich in einer stabileren Last-Verschiebungskurve und einer etwas erhöhten Tragfähigkeit im Vergleich zu Balken 3. Auch bei diesem Versuch war Fließen des Bewehrungsstahls Auslöser des Versagens. Ebenfalls wurden keine Schrägrisse beobachtet.

3.3.5 Zusammenfassung der Balkenversuche Die Tragfähigkeit der Biegebalken aus Leichtbeton-Schalungssteinen wird nur durch die Größe der Betondruckzone

Bild 11. Biegemomenten-Verschiebungs-Verhalten von Balken 4 Fig. 11. Bending moment – displacement behaviour of beam 4

im maßgebenden Querschnitt begrenzt, da primär der Längsbewehrungsstahl versagte und kein plötzliches Biegedruckversagen vor Erreichen der Fließgrenze des Betonstahls auftrat. Die Tragfähigkeit des Gesamtsystems wird also durch die maximale Be-

wehrung gesteuert, was im Sinne der Bemessung, die ein Versagen mit Vorankündigung zum Ziel hat, vorteilhaft ist. Die im Versuch erreichten Bruchmomente lassen bspw. die Überspannung von Tiefgarageneinfahrten im Geschosswohnungsbau durch Über-

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züge aus den untersuchten Schalungssteinen als machbar erscheinen, was folgende Beispielrechnung verdeutlicht: Bei einer geschätzten Flächenbemessungslast von 15 kN/m² und einer Lasteinzugsbreite von 4 m würde sich eine Bemessungsstreckenlast von 60 kN/m ergeben. Die rückgerechnete Versagensstreckenlast aus Balkenversuch 3 betrug qmax = 8 × Mu/l² = 8 × 24 kNm/(3,25 m)² = 184 kN/m.

4 Vorschlag zur Bemessung von Balken aus Schalungssteinen Für die Biegebemessung bietet sich aufgrund der Versuchsergebnisse ein einfaches ingenieurmäßiges Vorgehen

durch Annahme einer rechteckförmigen Druckspannungsverteilung im Bereich der Füllbetonquerriegel und Vernachlässigung der Leichtbetonschalungssteine an: – Zunächst Ermittlung der maximalen resultierenden Betondruckkraft mit Hilfe der Riegelfläche AR aus Anlage 26 der allgemeinen bauaufsichtlichen Zulassung [4] und dem Bemessungswert der Zylinderdruckfestigkeit fcd (für den hier verwendeten Schalungsstein TS 30/6,5 beträgt AR = 89,2 cm²; Fcd = 89,2 cm² × 1,417 kN/cm² = 126,4 kN) – Ermittlung des inneren Hebelarms z = d – 0,5 × hR,max (= 0,712 m – 0,5 × 0,085 m = 0,67 m)

– Ermittlung des zulässigen Biegemomentes MRd = Fcd × z (= 126,4 × 0,67 m = 84,7 kNm) – Ermittlung der erforderlichen Längsbewehrung aus dem Gleichgewicht der Horizontalkräfte (Fsd = Fcd = 126,4 kN: As1 = Fsd/fyd = 126,4 kN/ 43,5 kN/cm² = 2,91 cm²) – Verankerung der Längsbewehrung gemäß DIN EN 1992-1-1 [5]. Querkraftversagen wurde in den Versuchen nicht beobachtet. Daher wird vorgeschlagen, Querkraftversagen durch Einbau einer konstruktiven Mindestquerkraftbewehrung von ∅ = 8 mm mit einem Längsabstand sl = 12,5 cm auszuschließen, die sich in den Versuchen als ausreichend erwiesen hat. Eine Alternative wäre zum Beispiel die Querkraftbemessung mit Hilfe eines Fachwerkmodells, das sich an den Querschnittsschwächungen orientiert, zum Beispiel analog [6].

5 Versuche an wandartigen Trägern

Bild 12a. Lasteinleitung und Verschiebungsmessung Fig. 12a. Load application and displacement measurement

Bild 12b. Detail der Lagerung Fig. 12b. Detail of the support

Bild 12c. Gesamtaufbau des Versuchsstandes Fig. 12c. Overall design of the testing facility

Nach der erfolgreichen Durchführung der Balkenversuche wurden vier wandartige Träger mit den Abmessungen l/h = 3,5 m/2,0 m hergestellt. Die Wahl der Abmessungen berücksichtigt die Anforderungen der Praxis, so entspricht die Stützweite von 3,5 m z. B. der Überspannung einer Tiefgarageneinfahrt. Die Lasteinleitung erfolgte aufgrund begrenzter Platzverhältnisse mittels Punktlast, aufgebracht auf eine Kalotte und eine Lasteinleitungsplatte aus Stahl (30 × 30 × 6,5 cm). Die verdrehungsfreie Lagerung wurde ebenfalls mittels Lasteinleitungsplatten aus Stahl ausgeführt (zur Ausführung der Lasteinleitung und Lagerung s. Bilder 12a und 12b). Bild 12c zeigt den Gesamtaufbau des Versuchsstandes. Ziel der Versuche war zum einen, den Vergleich mit den Balkenversuchen ziehen zu können; zum anderen sollte hauptsächlich untersucht werden, ob die in der europäischen Stahlbetonnorm [5] generell für wandartige Träger geforderte Netzbewehrung (d. h. horizontale und vertikale Bewehrung an den Wandaußenseiten in einem bestimmten Abstand) auch bei den hier verwendeten Schalungssteinen unbedingt notwendig ist, um Schubversagen auszuschließen. Der Verzicht auf diese Netzbewehrung würde die Ausführung der Wände auf der Baustelle

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sehr erleichtern. Daher wurden drei der vier Versuche ohne Netzbewehrung ausgeführt. Insgesamt wurden analog zu den Balkenversuchen folgende Bewehrungsvarianten untersucht: Wand 1: TS 30/6,5, Zugbewehrung in der untersten Steinreihe, zwei Bewehrungsstäbe Durchmesser 20 mm (As = 6,28 cm²) Wand 2: TS 30/6,5 mit entfernter Polystyrol-Stegummantelung, Bewehrung analog zu Wand 1

Wand 3: TS 30/6,5, Zugbewehrung in den zwei untersten Steinreihen, je zwei Bewehrungsstäbe Durchmesser 20 mm (As = 12,56 cm²), Stegummantelung nicht entfernt Wand 4: TS 30/6,5, Zugbewehrung analog zu Wand 3, zusätzlich Netzbewehrung gemäß DIN EN 1992-1-1 (Ausführung als zweischnittige horizontale und vertikale Bügel, Durchmesser 8 mm alle

Bild 13. Last-Verschiebungsverhalten von Wand 1 Fig. 13. Load – displacement behaviour of wall 1

Bild 14a. Wand 1 kurz nach dem Versagen Fig. 14a. Wall 1 shortly after failure

25 cm, entspricht 2,01 cm²/m je Außenfläche und Richtung). Betonsorte und Betonstahl entsprechen den Angaben wie in den Balkenversuchen.

5.1 Wand 1 Das Last-Verschiebungsverhalten in Wandmitte von Wand 1 zeigt Bild 13. Man erkennt deutlich, dass das Versagen bei 682 kN ohne Vorankündigung eintritt. Den Zustand kurz nach dem Versagen zeigt Bild 14a. Ursache des spröden Versagens waren schräge Zugkräfte, die nicht durch Bewehrung abgedeckt waren (Anordnung der Bewehrung s. Bild 14b). Auch auf der linken Wandseite zeigte sich ein schräger Riss, der aber nicht so deutlich ausgeprägt war wie der zum Versagen führende schräge Riss auf der rechten Seite. Zu erwähnen bleibt noch, dass ab ca. 400 kN erste Hinweise auf Risse durch ein deutlich hörbares Knacken im Leichtbeton auftraten. Diese Risse vergrößerten sich rasch und führten letztendlich zum Versagen.

Bild 14b. Anordnung der Bewehrung bei Wand 1 Fig. 14b. Reinforcement’s arrangement at wall 1

5.2 Wand 2

Bild 15. Last-Verschiebungsverhalten von Wand 2 Fig. 15. Load – displacement behaviour of wall 2

Wand 2 wies die gleiche Bewehrungsmenge auf wie Wand 1, jedoch wurde die Polystyrol-Ummantelung der Stege entfernt und dadurch der Betonkern vergrößert (vgl. Bilder 1 und 2). Diese Wand versagte bei 687 N und wies das gleiche Tragverhalten und die gleichen Versagensursachen auf wie Wand 1. Daher werden in Bild 15 nur das LastVerschiebungsverhalten und in Bild 16 der Zustand kurz nach dem Bruch dargestellt. Es konnte kein Einfluss der Vergrößerung des Betonkerns festge-

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stellt werden (daher wurde auf diese Maßnahme bei Wand 3 und 4 verzichtet).

Bild 16. Zustand von Wand 2 kurz nach dem Bruch Fig. 16. Condition of wall 2 shortly after failure

5.3 Wand 3 Wand 3 wurde mit dem unveränderten Schalungsstein TS 30/6,5 ausgeführt, da sich bei Wandversuch 2 die Entfernung der Stegummantelung nicht positiv bemerkbar machte. Die Biegezugbewehrung wurde auf je zwei Bewehrungsstäbe mit Durchmesser 20 mm in den zwei untersten Steinlagen (die dafür wieder umgedreht wurden) erhöht. Das Versagen trat wieder ohne Vorankündigung bei einer Last von 1060 kN auf. Es bildete sich analog zu den Wänden 1 und 2 ein schräger Riss, vgl. Bild 18. Durch die zusätzliche Biegezugbewehrung konnte in diesem Versuch eine Tragfähigkeitssteigerung von 375 kN erreicht werden (+55 % im Vergleich zu Wand 2), die auf die Dübelwirkung der horizontalen Bewehrung zurückzuführen ist.

5.4 Wand 4 Wand 4 wurde analog zu Wand 3 hergestellt mit dem einzigen Unterschied,

dass vertikal und horizontal die von DIN EN 1992-1-1 geforderte Netzbewehrung in Form von zweischnittigen Bügeln vom Durchmesser 8 mm alle 25 cm eingebaut wurde. Ziel dieses Versuches war es, eine deutliche Erhöhung der Tragfähigkeit im Vergleich zu Wandversuch 2 und vor allem ein gutmütigeres Versagen zu erreichen. Analog zu den Wänden 1 bis 3 war bei ca. 370 bis 400 kN das erste „rissankündigende“ Knacken im Leichtbeton hörbar, das sich auch durch einen kurzen Steifigkeitsabfall in der LastVerschiebungskurve zeigt. Im Gegensatz zu den Wänden 1 bis 3 öffneten sich diese „hörbaren“ Risse aber nicht so weit, dass sie optisch festgestellt werden konnten. Erst kurz vor dem endgültigen Versagen wurden schräge Risse sichtbar, bis bei ca. 1380 kN die Lasteinleitungsfläche aufgrund Überschreitens der Druckfestigkeit des Betons versagte (vgl. Bild 19b). Durch die zusätzliche Netzbewehrung konnte aber eine Tragfähigkeitssteigerung von 30 % im Vergleich zu Wand 3 erreicht werden. In diesem Versuch zeigte sich aber deutlich die Wirkung und Wichtigkeit der Netzbewehrung. Daher wird deren Berücksichtigung dringend empfohlen.

5.5 Zusammenfassung der Wandversuche

Bild 17. Last-Verschiebungsverhalten von Wand 3 Fig. 17. Load – displacement behaviour of wall 3

Bild 18. Zustand von Wand 3 kurz nach dem Bruch Fig. 18. Condition of wall 3 shortly after failure

Durch den Verzicht auf Netzbewehrung bei den Wänden 1 bis 3 konnte die Tragfähigkeit der Biegezugbewehrung nicht ausgeschöpft werden, versagensauslösend waren jeweils schräge Trennrisse (Schubversagen). Die zusätzlich eingelegte Netzbewehrung bei Wand 4 steigerte die Tragfähigkeit deutlich und verhinderte frühzeitige Schubrisse. Leider versagte bei diesem Versuch die Lasteinleitungsfläche (s. Bild 19b), so dass auch hier das gewünschte Biegezugversagen mit Vorankündigung nicht erreicht wurde. Die Netzbewehrung hat allerdings das plötzliche Schubversagen verhindert. Trotzdem konnten Traglasten erreicht werden, die den Einsatz von wandartigen Trägern aus Schalungssteinen praxistauglich erscheinen lassen. Das gewünschte duktile Biegezugversagen ließe sich vermutlich durch folgende Maßnahmen erreichen, die

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Bild 19a. Last-Verschiebungsverhalten von Wand 4 Fig. 19a. Load – displacement behaviour of wall 4

Hauptzugspannungstrajektorien, die mit dem Finite-Elemente-Programm Abaqus ermittelt wurden. Bild 20 zeigt den Verlauf der Hauptdruckspannungen und deren Konzentration bei der Lasteinleitung und Auflagerung. Dementsprechend sind diese Stellen für den Nachweis der Druckspannungen maßgebend. Anhand des Kraftverlaufs werden dann Richtung und Anzahl der Druckstäbe festgelegt. Analog wird gemäß Bild 21 mit den Hauptzugspannungstrajektorien verfahren, was zu dem einfachen Fachwerkmodell

Bild 19b. Versagen im Lasteinleitungsbereich bei Wand 4 Fig. 19b. Failure of wall 4 in the area of load application

aber nicht mehr Inhalt des Forschungsprojektes waren: – Erhöhung der Netzbewehrung – Vergrößerung der Lasteinleitungsfläche bzw. Änderung des Versuchstandes, um die Aufbringung einer Streckenlast ermöglichen zu können – Reduzierung der Biegezugbewehrung

Bild 20. Hauptdruckspannungstrajektorien Fig. 20. Principle compressive stress trajectories

6 Vorschlag zur Bemessung von wandartigen Trägern aus Schalungssteinen Für wandartige Träger bietet sich aufgrund der Versuchsergebnisse die Nachweisführung mit Hilfe von Fachwerkmodellen an, wie es auch DIN 1045-1 bzw. DIN EN 1992-1-1 für wandartige Träger vorsehen. Diese Fachwerkmodelle, auch Stabwerkmodelle genannt, können entweder anschaulich aus dem Kraftfluss oder auf Basis einer linear-elastischen FiniteElemente-Analyse aus den Hauptspannungstrajektorien entwickelt werden. Bild 20 zeigt zur Verdeutlichung den Verlauf der Hauptdruckspannungstrajektorien, Bild 21 den Verlauf der

Bild 21. Hauptzugspannungstrajektorien Fig. 21. Principle tensile stress trajectories

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Bild 22. Schematischer Verlauf des einfachen Fachwerkmodells Fig. 22. Schematic course of the simple strut-and-tie model

gemäß Bild 22 führt (bei komplizierteren Anwendungsfällen sollten diese Modelle verfeinert werden, bspw. bei Fensteröffnungen). In Bild 21 ist der Verlauf der Hauptzugspannungen wiedergegeben, die im mittleren Wandbereich schräg verlaufen und sich im unteren Wandbereich in horizontaler Richtung konzentrieren. Anhand des Kraftverlaufs werden dann Richtung und Anzahl der Zugstäbe festgelegt. Sichtbar wird in Bild 21 auch der Sinn der Netzbewehrung. Mehr oder weniger im gesamten Wandbereich treten Zugspannungen auf, die wirkungsvoll nur mit einer Netzbewehrung aufgenommen werden können. Bild 22 zeigt ein einfaches, aus diesen Hauptspannungstrajektorien entwickeltes Fachwerkmodell für die Versagenslast von Wandversuch 4 von 1380 kN, das per Hand, oder bei komplexeren Systemen mit einem Stab-

werkprogramm (hier RStab), berechnet werden kann. Druckstäbe sind blau gezeichnet, Zugstäbe rot. Bild 23a zeigt die zugehörigen Stabkräfte für Wandversuch 4. In Bild 23b wird ein genaueres Fachwerkmodell vorgestellt. Hier wird deutlich, dass bei dem einfachen Fachwerkmodell die Zugkraft im unteren Wandbereich ca. 10 % größer ist als im genaueren Fachwerkmodell (513 kN zu 455 kN). Bei dem genaueren Fachwerkmodell tritt allerdings im mittleren Wandbereich eine Zugkraft von immerhin 352 kN auf. Die Notwendigkeit der Wahl eines realistischen Fachwerkmodells ist also offensichtlich. Bei Verwendung des sehr einfachen Modells nach Bild 23a wäre die Bewehrung im mittleren Wandbereich zu gering dimensioniert worden. Das hätte zwar nicht unbedingt zu einem früheren Versagen geführt, aber mit Sicherheit zu einer verstärkten und früher einsetzenden Rissbildung. Das vorgeschlagene Nachweiskonzept für die wandartigen Träger beinhaltet folgende Nachweisschritte: 1. Entwicklung eines geeigneten Fachwerkmodells 2. Nachweis der Druckspannungen gemäß DIN EN 1992-1-1, Abschn. 6.5. Maßgebend sind je nach Belastungsart die Lasteinleitung oder Auflagerung. Hierbei sollte man sich auf der sicheren Seite liegend auf den homogenen Betonkernquerschnitt laut Anlage 26 der allgemeinen bauaufsichtlichen Zulassung [4] beziehen.

Bild 23a. Einfaches Fachwerkmodell für Wand 4 Fig. 23a. Simple strut-and-tie model model for wall 4

3. Nachweis der Zugspannungen durch Bewehrung der Zugstreben 4. Verankerung der Bewehrung für die volle Zugkraft außerhalb der Knotenbereiche 5. Anordnen konstruktiver Netzbewehrung gemäß DIN EN 1992-1-1, Abschn. 9.7.

7 Zusammenfassung und Ausblick In diesem Industrieforschungsprojekt sollte die Verwendbarkeit von Biegeträgern aus Schalungssteinen untersucht werden. Durch vier Balkenversuche konnte die Verwendbarkeit der Schalungssteine für Biegeträger aus Sicht der Autoren bestätigt werden. Hier könnte durch eine Zustimmung im Einzelfall (ZiE) die praktische Umsetzung durchgeführt werden. Die Versuche an wandartigen Trägern lieferten zufriedenstellende Traglasten. Das gewünschte gutmütige Versagen konnte aber nur ansatzweise erreicht werden. Trotzdem bestünden bei Vorgabe eines ausreichenden Sicherheitsfaktors aus Sicht der Autoren keine Bedenken gegen einen Praxiseinsatz. Die Details könnten im Prozess der Erteilung einer ZiE erarbeitet werden, eventuell begleitet durch absichernde Großversuche. Abschließend danken die Autoren der Firma „Gisoton Wandsysteme“ und der „AiF“ für die gemeinsame Finanzierung des Forschungsprojektes und den Mitarbeitern der MPA Karlsruhe für die kooperative Zusammenarbeit.

Bild 23b. Genaueres Fachwerkmodell für Wand 4 Fig. 23b. More precise strut-and-tie model for wall 4

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T. Bacht/L. Stempniewski · Großformatige Biegeversuche an Balken und wandartigen Trägern aus Leichtbeton-Schalungssteinen

Literatur [1] Wohlfahrt, R.: Charakteristische Druckfestigkeit von Leichtbetonsteinen. Gutachten, Auftragsnummer 20266, Prof. Dr.-Ing. Rolf Wohlfahrt, Öffentliche Baustoffprüfstelle, Hochschule Biberach, 2008. [2] Wohlfahrt, R.: Charakteristische Druckfestigkeit von Leichtbetonsteinen. Gutachten, Auftragsnummer 20270, Prof. Dr.-Ing. Rolf Wohlfahrt, Öffentliche Baustoffprüfstelle, Hochschule Biberach, 2008. [3] Wohlfahrt, R.: Versuche zur Bestimmung der Biegebruchlasten und Scher-

bruchlasten an hergestellten Schalungssteinen. Prüfungsbericht-Nr. 05250-1, Prof. Dr.-Ing. Rolf Wohlfahrt, Öffentliche Baustoffprüfstelle, Hochschule Biberach, 2006. [4] Allgemeine bauaufsichtliche Zulassung Nr. Z-15.2-18: Wandbauart mit Schalungssteinen GISOTON Thermoschall (TS) bzw. GISOTON Trag- und Trennwandsystem (TTW). Deutsches Institut für Bautechnik, Berlin 2010. [5] DIN EN 1992-1-1:2011-01: Bemessung und Konstruktion von Stahlbetonund Spannbetontragwerken; Deutsche Fassung EN 1992-1-1:2004 + AC:2010. NABau im DIN, Berlin 2011.

[6] Hottmann, H. U., Schäfer, K.: Bemessung von Stahlbetonbalken und -wandscheiben mit Öffnungen. DAfStb-Heft 459. Berlin: Beuth Verlag 1996.

Sie befanden weiter: Mithilfe der gestalterisch hochwertigen und zurückhaltenden Arbeit von Max Dudler und seinem Team sei es der öffentlichen Hand gelungen, im Umgang mit einem historischen Baudenkmal einen zukunftsträchtigen und vorbildlichen Beitrag für die zeitgenössische Architektur im Bestand zu leisten. „Das Hambacher Schloss macht unser geschichtliches und kulturelles Erbe für alle Generationen hervorragend erfahrbar. Dazu wurde es seit 2006 in beeindruckender Weise umfassend saniert und modernisiert. Dank Max Dudler, der die Geschichte des Schlosses mit moderner Architektur ansprechend und

außergewöhnlich verbinden konnte, hat es weiter an Attraktivität für Besucherinnen und Besucher gewonnen“, sagte die rheinland-pfälzische Kulturministerin Doris Ahnen. Dass Dudlers Arbeit und die seines Teams nun mit dem renommierten DAM Preis für Architektur in Deutschland gekrönt werde, sei ein schönes Kompliment, so die Ministerin weiter. Max Dudler selbst sagte zu seinem preisgekrönten Konzept: „Wir wollten die historischen Zeiten herausarbeiten, das Historisierende wegnehmen. Das Historische ist historisch, das Neue neu. Das Alte kommt so viel mehr zum Tragen.“

Autoren dieses Beitrages: Dipl.-Ing. Tobias Bacht Prof. Dr.-Ing. Lothar Stempniewski Institut für Massivbau und Baustofftechnologie Abteilung Massivbau Karlsruher Institut für Technologie Gotthard-Franz-Straße 3 76131 Karlsruhe

Aktuell Schloss in neuem Gewand Für den Weiterbau des Hambacher Schlosses bei Neustadt an der Weinstraße erhält Max Dudler den DAM Preis für Architektur in Deutschland, den das Deutsche Architekturmuseum vergibt. Ausgezeichnet wird der Berliner Architekt im Rahmen einer Ausstellungseröffnung, bei der die 22 besten Architekturprojekte des vergangenen Jahres in oder aus Deutschland präsentiert werden. Im Mittelpunkt von Dudlers Arbeit stand der Neubau des Restaurants, das neben dem Hambacher Schloss entstand und mit dem der Architekt das Prinzip des Weiterbauens der historischen Ringmauern konsequent verfolgte. Bei der Neugestaltung der Anlage kam vor allem lokaler Buntsandstein zum Einsatz. „Zwischen all der Kurzlebigkeit heutiger Trends entsteht Zeitlosigkeit. Dudler umgibt den Ort europäischer Geschichte mit einer räumlichen Schutzschicht, die subtil rahmt und wehrhaft stützt, die Geschichte nicht nur fortschreibt, sondern diese erst lesbar macht“, befand die Jury, der Kuratoren, Architekten und Architekturkritiker unter Vorsitz von Roger Diener (Diener & Diener Architekten, Basel/Berlin) angehörten. Umbau und Erweiterung des Hambacher Schlosses hatten die Jurymitglieder vollends überzeugt; sodass sie Dudler einstimmig zum Gewinner des diesjährigen DAM-Preises wählten.

(Foto: Stefan Müller)

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Berichte DOI: 10.1002/dama.201300560

Biegezugfestigkeit von Mauerwerk Ulf Schmidt Wolfgang Brameshuber

Dieser Beitrag liefert einen Einblick zu den wesentlichen Ergebnissen aus Untersuchungen zur Biegezugfestigkeit von Mauerwerk parallel und senkrecht zu den Lagerfugen aus [1], die am Institut für Bauforschung der RWTH Aachen University durchgeführten wurden. Eine umfangreiche Darstellung der Ergebnisse erscheint im Mauerwerk-Kalender 2013 [2].

1 Einleitung Senkrecht zur Plattenebene belastete Mauerwerkbauteile, also erddruckbelastete Kellerwände, windbeanspruchte Verblendfassaden und Ausfachungsmauerwerk sowie nichttragende Trennwände, werden auf Biegung beansprucht. Die aufnehmbaren horizontalen Lasten werden maßgeblich vom Lastabtrag (vertikal, horizontal oder zweiachsig) in Abhängigkeit der Lagerungsbedingungen und der Wandgeometrie sowie der Mauerwerk-Biegezugfestigkeit beeinflusst. Unter der Biegezugfestigkeit von Mauerwerk wird die einachsige Festigkeit parallel oder senkrecht zur Lagerfuge verstanden (Bild 1). Für die Biegezugfestigkeit parallel zu den Lagerfugen wurden in [3] Berechnungsansätze hergeleitet, die auch die Grundlage für die deutschen Bemessungsgleichungen bildeten. Dabei wurden teilweise aufgrund fehlender Erkenntnisse stark vereinfachende Annahmen in Bezug auf die

Bild 1. Biegebeanspruchtes Mauerwerk

Spannungsverteilungen in den Fugen bzw. in den Mauersteinen und das Materialverhalten getroffen. Systematische Untersuchungen zur Biegezugfestigkeit senkrecht zu den Lagerfugen unter Berücksichtigung wesentlicher bruchmechanischer Kenngrößen fehlten bislang weitestgehend. Ziel umfangreicher Untersuchungen am Institut für Bauforschung der RWTH Aachen University war daher, die Spannungszustände im Mauerwerk zu analysieren und in Abhängigkeit der wesentlichen Einflussgrößen, d. h. den maßgebenden Stoffgesetzen der Einzelkomponenten Stein und Mörtel sowie den geometrischen Randbedingungen, zu beschreiben. Dieser Beitrag liefert einen kurzen Überblick über die durchgeführten Untersuchungen.

2 Biegezugfestigkeit parallel zu den Lagerfugen 2.1 Einflussgrößen und bisheriger Erkenntnisstand Bei der Biegebeanspruchung parallel zu den Lagerfugen ist grundsätzlich zwischen den Versagensfällen Stein und Fuge zu unterscheiden. Steinversagen tritt i. Allg. bei MauersteinMauermörtel-Kombinationen mit hoher Verbundfestigkeit und geringen Mauersteinfestigkeiten auf. Charakteristisch für diesen Versagensfall ist ein vertikaler Rissverlauf durch die Mauersteine und die Stoßfugen. Die maßgebende Baustoffkenngröße ist die Mauerstein-(Biege)Zugfestigkeit. Beim Fugenversagen, das bei höherfesten Mauersteinen und Mörtel mit einer geringen Verbundfestigkeit auftritt, ist i. Allg. ein treppenförmiger Rissverlauf durch die Stoßund Lagerfugen zu beobachten. Maßgebend für diesen Versagensfall sind nach bisherigem Erkenntnisstand das Überbindemaß der einzelnen Steinlagen sowie die Verbundfestigkeit (auch in Abhängigkeit der Normalspannung) zwischen Mauermörtel und Mauerstein unter (Torsions-) Scherbeanspruchung. Das Tragverhalten wird weiterhin maßgeblich durch die Stoßfugenausführung, vermörtelt bzw. unvermörtelt, beeinflusst. Zum Biegetragverhalten parallel zu den Lagerfugen liegen umfangreiche experimentelle und theoretische Untersuchungen vor. Die in [3] beschriebenen theoretischen Betrachtungen zu den Kräftegleichgewichtsbedingungen am Einzelstein und die hierauf aufbauenden Berechnungsansätze zur Biegezugfestigkeit parallel zu den Lagerfugen bilden auch die Grundlage für die aktuellen deutschen Bemessungsansätze. Bei der Herleitung der Berechnungs- bzw. Bemessungsansätze wurden aufgrund fehlender Erkenntnisse stark vereinfachende Annahmen getroffen, die auch als Ursachen

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Berichte dafür zu sehen sind, dass mit den derzeit in Deutschland gültigen Bemessungsregeln bzw. diesen zugrunde liegenden Berechnungsansätzen die Biegetragfähigkeit von Mauerwerk nicht ausreichend genau zu bestimmen ist, wie eigene Auswertungen in [4] zeigen. Aus diesem Anlass wurden am Institut für Bauforschung der RWTH Aachen umfangreiche Untersuchungen zur Beschreibung des Biegetragverhaltens von Mauerwerk parallel zu den Lagerfugen vorgenommen.

2.2 Durchgeführte Untersuchungen und Ergebnisse Zunächst wurden die vollständigen Stoffgesetze der Mauersteine (17 Steinarten/-typen) und der Verbundfugen mit jeweils praxisüblichen Mauermörteln unter Verwendung neu entwickelter Prüfverfahren und -methoden ermittelt. Aufbauend hierauf wurden Untersuchungen zum Größeneffekt, insbesondere zum Einfluss der Steinbreite auf die Mauerstein-Biegezugfestigkeit und die Größe der Verbundfläche auf die Torsionsscherfestigkeit, durchgeführt. Die untersuchten Mauersteine zeigen deutlich unterschiedliche Eigenschaften von „spröde“ (Ziegel) bis „ausgeprägt nicht-linear, duktil“ (Leichtbeton). Die bruchmechanische Auswertung der Untersuchungen zeigte, dass für alle Materialien eine Anwendung der linear-elastischen Bruchmechanik bei üblichen Mauerwerkdicken nicht möglich ist. Die Beschreibung des Größeneffektes (Einfluss der Mauersteinbreite auf die Mauerstein-Biegezugfestigkeit) konnte trotz der unterschiedlichen Stoffgesetze mit einem funktionalen Zusammenhang erfolgen. Im baupraktisch relevanten Bereich ist dieser Dickeneinfluss für die untersuchten spröderen Materialien (Vollziegel, Porenbeton) nahezu vernachlässigbar, bei dem duktileren Leichtbeton ergeben sich jedoch Festigkeitsunterschiede von rd. 40 %. Mit Torsionsversuchen an zylindrischen Prüfkörpern konnten die vollständigen Stoffgesetze der Verbundfugen ermittelt werden. Torsionsversuche an Rechteckquerschnitten und deren numerische Simulation lieferten Erkenntnisse zur Spannungsverteilung in torsionsbeanspruchten Mauerwerkfugen. Die ermittelten Stoffgesetze weisen sowohl für Dünnbett- als auch für Normalmörtel ein ausgeprägt duktiles Verhalten auf. Die analytische Nachrechnung der Untersuchungsergebnisse zeigte, dass das Tragverhalten bei Maximallast näherungsweise durch ein plastisches Materialverhalten, bei Ansatz der Adhäsion und der Anfangshaftreibung, beschrieben werden kann. Zur Analyse des Mauerwerktragverhaltens wurden ein numerisches Modell entwickelt sowie zahlreiche experimentelle Untersuchungen (28 Versuchsserien mit 71 Ein-

zelversuchen) an Wandprüfkörpern mit unterschiedlichen Stein-Mörtelkombinationen durchgeführt. Die numerische Nachrechnung der Versuche zur Validierung des FE-Modells erfolgte unter Ansatz der in den Kleinprüfkörperversuchen ermittelten vollständigen Stoffgesetze. Sowohl die Last-Durchbiegungslinien (Bild 2) als auch die Verformungsmessungen im Stein- und Fugenbereich zeigten eine sehr gute Übereinstimmung von Versuchs- und Berechnungsergebnis. Die Auswertung dieser Untersuchungen lieferte bereits wesentliche Erkenntnisse zum Tragmechanismus und den maßgebenden Einflussgrößen auf die Mauerwerk-Biegezugfestigkeit, die bislang nicht berücksichtigt wurden. Hierzu zählen i. W.: – die nicht-lineare Zugspannungsverteilung über die Steinhöhe in Abhängigkeit des Überbindemaßes – das Verbundverhalten in der Stoßfuge – die nicht-linearen Materialeigenschaften der Mauersteine und des Verbundes – die Mauerstein-Biegezugfestigkeit an der maßgebenden Versagensstelle – die Wanddicke und – die Scherspannungsverteilung in der Lagerfuge infolge der Torsionsbeanspruchung in Abhängigkeit der Geometrie der Überbindefläche und dem Stoffgesetz der Verbundfuge. Um diese Einflussgrößen quantifizieren zu können, wurden umfangreiche Parameterstudien mit dem numerischen Modell durchgeführt und die Spannungsverteilungen im Mauerwerk analysiert. In Bild 3 ist beispielhaft die Zugspannungsverteilung in einem Schnitt senkrecht zur Beanspruchungsrichtung in einer Stoßfugenebene (unvermörtelte Stoßfugen) bei Maximallast dargestellt. Die nicht-lineare Spannungsverteilung sowie der Spannungsabbau im Bereich der Rissbildung im Steinrandbereich sind deutlich erkennbar. Bild 4 zeigt beispielhaft die Scherspannungsverteilung in einer Dünnbettmörtel-Lagerfuge bei Maximallast sowohl bei vermörtelten als auch bei unvermörtelten Stoßfugen. Deutlich erkennbar ist die Verschiebung des Rotationspunktes infolge der Stoßfugenvermörtelung zum Steinrand. Die Auswertungen der Untersuchungen zeigten, dass das Torsionsmoment in der Lagerfuge i. Allg. über die Annahme eines voll plastischen Zustandes beschrieben werden kann. Eine zunehmende Überbindefläche und ein größeres Seitenverhältnis der Überbindefläche können in Abhängigkeit des Stoffgesetzes sowie der Auflast senkrecht zur Lagerfuge jedoch zu einer Abweichung von der Annahme des

Bild 2. Last-Durchbiegungslinien für Porenbeton-Dünnbettmauerwerk a) Versuchsergebnisse, b) Ergebnisse der FE-Simulation

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Berichte Mauerwerk mit vermörtelten Stoßfugen Für ffl,m > ffl,u,min gilt: fx2,vm = ffl,u,min mit Biegehaftzugfestigkeit ffl,m ffl,u,min Mauerstein-Biegezugfestigkeit im schwächsten Querschnitt fx2,vm Biegezugfestigkeit parallel zur Lagerfuge von Mauerwerk mit vermörtelten Stoßfugen Bild 3. Zugspannungsverteilung im Mauerwerk in einer Stoßfugenebene bei Maximallast

durchplastifizierten Zustandes führen. Dies wurde bei der Herleitung von analytischen Berechnungsansätzen zur Beschreibung der unterschiedlichen Versagensfälle berücksichtigt. Die Herleitung von Berechnungsgleichungen erfolgte auf der Grundlage der numerischen Berechnungsergebnisse sowie über theoretische Überlegungen zum Kräftegleichgewicht am Einzelstein. Die Gleichungen sind im Folgenden aufgeführt: Steinversagen Mauerwerk mit unvermörtelten Stoßfugen fx2,uv /ft,u =

(ü/h)2,45 (ü/h)2,45 d1,17 + 1,17 3500 + 4,5 ⋅ d 0,31 ⋅(1 + 2−0,011⋅d )

⋅ζ

mit: fx2,uv Biegezugfestigkeit parallel zur Lagerfuge von Mauerwerk mit unvermörtelten Stoßfugen ft,u Mauerstein-Zugfestigkeit ü Überbindemaß h Steinhöhe d Wanddicke ζ Materialfaktor (KSe: ζ = 1, PPc: ζ = 0,97, LBa: ζ = 2,35, VMzb: ζ = 0,72)

Für ffl,m < ffl,u,min gilt:  ffl,m  ≤ ffl,u,min fx2,vm =  1,15 + 0,825 ⋅  ⋅ fx2,uv ffl,u  ≥ ffl,m  mit Biegehaftzugfestigkeit ffl,m ffl,u,min Mauerstein-Biegezugfestigkeit im schwächsten Querschnitt (tatsächliche) Mauerstein-Biegezugfestigkeit ffl,u fx2,vm Biegezugfestigkeit parallel zur Lagerfuge von Mauerwerk mit vermörtelten Stoßfugen Fugenversagen Mauerwerk mit unvermörtelten Stoßfugen fx2,uv =

6 ü  ü ⋅ ⋅ 1 +  ⋅ c0 ⋅ ϕ(ü,ü/d) − σ N ⋅ Φ0  5 h  d

mit: fx2,uv Biegezugfestigkeit parallel zur Lagerfuge von Mauerwerk mit vermörtelten Stoßfugen Anfangshaftscherfestigkeit (ohne Auflast) c0 σN Normalspannung senkrecht zur Lagerfuge Haft- bzw. Anfangsreibungskoeffizient Φ0 ü Überbindemaß Mauersteinhöhe h d Wanddicke

Bild 4. Beispielhafte Darstellung einer Scherspannungsverteilung in der Lagerfuge bei Maximallast a) bei unvermörtelter und b) vermörtelter Stoßfuge, Mauerwerk mit Dünnbettmörtel

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Berichte Der Faktor ϕ(ü,ü/d) wurde auf Grundlage der numerischen Berechnungsergebnisse zu

3 Biegezugfestigkeit senkrecht zu den Lagerfugen 3.1 Einflussgrößen und bisheriger Erkenntnisstand

  ü d 1 ü   ⋅  0,9 + 0,2 ⋅ min  ; ;0,5  ϕ(ü,ü/d) =  1 − ⋅    3 500  d ü 

Bei einer Biegebeanspruchung senkrecht zu den Lagerfugen tritt das Versagen in der Regel in der Lagerfuge auf. Dabei ist in Abhängigkeit der Stein-Mörtelkombination ein Mörtelversagen oder ein Verbundversagen in der Kontaktebene Stein–Mörtel zu beobachten. Lediglich bei im Verhältnis zur Steinzugfestigkeit hohen Verbundfestigkeiten, im speziellen Porenbeton-Dünnbettmauerwerk, ist ein Überschreiten der Steinzugfestigkeit maßgebend, wobei auch hier die Rissbildung i. Allg. im Steinrandbereich zur Lagerfuge auftritt. Die baustofftechnologischen Untersuchungen zur Biegezugfestigkeit senkrecht zu den Lagerfugen beschränkten sich bislang i. W. auf das „Abprüfen“ von Wänden oder die Bestimmung der Biegehaftzugfestigkeit mit Ersatzprüfverfahren (z. B. mit dem Bond-Wrench-Verfahren), deren Ergebnisse jedoch keine zufriedenstellende Korrelation zur Mauerwerk-Biegezugfestigkeit zeigen. Auf Grundlage einer Auswertung der vorliegenden deutschen Versuchsergebnisse wurde in [4] gefolgert, dass trotz starker Streuung für alle Mauerstein-Mauermörtelkombinationen charakteristische Biegezugfestigkeitswerte für Mauerwerk mit Normalund Leichtmörtel von fx1,k = 0,05 N/mm² und Mauerwerk mit Dünnbettmörtel von fx1,k = 0,15 N/mm² vertretbar erscheinen. Nach den aktuell bauaufsichtlich in Deutschland eingeführten Bemessungsregeln DIN 1053-1 und DIN 1053100 darf eine Biegezugfestigkeit senkrecht zu den Lagerfugen derzeit nicht in Ansatz gebracht werden. Erst DIN EN 1996-1-1 (EC 6) zusammen mit dem nationalen Anhang ermöglicht unter bestimmten Voraussetzungen den Ansatz einer Biegezugfestigkeit senkrecht zu den Lagerfugen für Mauerwerk aus Planelementen und Dünnbettmörtel. Die Biegezugfestigkeit senkrecht zu den Lagerfugen wird maßgeblich durch die Streuung der maßgebenden Materialkenngröße - der Haftzugfestigkeit - und die Anzahl der in einem Prüfkörper gleichzeitig beanspruchten Fugen beeinflusst. Verschiedene Autoren haben versucht, diese Einflussgrößen über statistische Ansätze zu beschreiben. Neben den reinen Baustoffeigenschaften und deren Streuung wird die Biegezugfestigkeit weiterhin maßgeblich durch Fehlstellen bzw. Störungen des Verbundes im Bereich der Lagerfugen, z. B. durch Randschwindeffekte oder die handwerkliche Ausführung, zum einen gewollt bei zurückliegenden Fugen bei Verblendmauerwerk, zum anderen ungewollt bei Fehlstellen, die durch die Kerbwirkung zu einer Reduktion der Tragfähigkeit führen, beeinflusst.

ermittelt. Mauerwerk mit vermörtelten Stoßfugen  ü   1 d  ≥ fx2,uv fx2,vm = fx2,uv ⋅ max 2,1 − 0,7 ; 1 ⋅  1 − ⋅  d 3 500  ≥ ffl,m   mit: fx2,vm Biegezugfestigkeit parallel zur Lagerfuge von Mauerwerk mit vermörtelten Stoßfugen fx2,uv Biegezugfestigkeit parallel zur Lagerfuge von Mauerwerk mit unvermörtelten Stoßfugen ffl,m Biegehaftzugfestigkeit ü Überbindemaß d Wanddicke Der Vergleich der Berechnungsansätze mit den eigenen Versuchsergebnissen, bei denen sämtliche wesentlichen Einflussgrößen und Stoffgesetze bekannt waren, lieferte eine sehr gute Übereinstimmung. Jedoch auch die Nachrechnung früherer Untersuchungsergebnisse lieferte unter Berücksichtigung der getroffenen Annahmen für die fehlenden Baustoffkenngrößen ein zufriedenstellendes Ergebnis. Für eine zusammenfassende Bewertung wurde die Unterschreitung des Verhältniswertes von berechneter und experimentell bestimmter Biegezugfestigkeit als Summenkurve ausgewertet (Bild 5). Es wird deutlich, dass mit den Berechnungsgleichungen sämtliche Versuche mit ausreichendem Sicherheitsabstand entsprechend der heutigen Sicherheitsphilosophie beschrieben werden können. Ein Vergleich der charakteristischen Mauerwerk-Biegezugfestigkeit, die unter Ansatz des Faktors 0,7 mit den hergeleiteten Berechnungsansätzen ermittelt wurde, mit der entsprechend DIN EN 1996-1-1/NA (EC6/NA) ansetzbaren charakteristischen Biegezugfestigkeit zeigt fast ausnahmslos und teilweise deutlich höhere rechnerische Tragfähigkeiten, die sich aus den neuen Berechnungsgleichungen ergeben und die vorhandenen Tragreserven zutreffend beschreiben.

3.2 Durchgeführte Untersuchungen und Ergebnisse

Bild 5. Häufigkeitsverteilung für die Versuche kleiner fx2,berechnet/fx2,Versuch

Zielsetzung der eigenen durchgeführten Untersuchungen war zunächst die Ermittlung der vollständigen Stoffgesetze für Verbundfugen bei (Biege)Zugbeanspruchung. Aufbauend hierauf wurde in numerischen Berechnungen u. a. der Einfluss der Wanddicke auf die Biegezugfestigkeit untersucht. Mit den durchgeführten Wandversuchen sollte insbesondere ein Zusammenhang zu den Kleinprüfkörperversuchen überprüft werden. Die Bestimmung der vollständigen Stoffgesetze für Verbundfugen erfolgte in zentrischen Haftzugversuchen sowie invers durch die numerische Simulation von durch-

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geführten Dreipunkt-Biegeversuchen an gekerbten und ungekerbten Mauerwerkbalken. Die untersuchten SteinMörtel-Kombinationen zeigten dabei deutlich unterschiedliches Materialverhalten. Bild 6 zeigt exemplarisch den Ver-

Bild 7. Wandprüfkörper bei einer Biegebeanspruchung senkrecht zur Lagerfuge

Bild 6. Stoffgesetze von Verbundfugen unter Zugbeanspruchung a) Zugspannungs-Dehnungslinien, b) Zugspannungs-Rissöffnungslinien

gleich der ermittelten Stoffgesetze der Versuchsserien mit Kalksandsteinen und Dünnbett- bzw. Normalmörtel (in beiden Fällen Mörtelversagen). Infolge der Verdübelungswirkung der Mörteldorne verhält sich Mauerwerk aus Lochsteinen sowohl mit Normalmörtel als auch mit Dünnbettmörtel wesentlich duktiler als Vollstein-Mauerwerk. Die numerischen Berechnungen zeigten, dass der Einfluss der Wanddicke auf die Biegezugfestigkeit für die untersuchten Stoffgesetze im praxisüblichen Bereich gering ist. Bild 7 zeigt eine Mauerwerkwand aus Kalksandsteinen mit Normalmörtel in der Prüfeinrichtung mit umfangreichen Verformungsmessstellen. Analog zu den Kleinprüfkörperversuchen zeigte das Mauerwerk mit Normalmörtel ein deutlich ausgeprägter nicht-lineares Materialverhalten, das sich sowohl in den Last-Durchbiegungslinien als auch in den ermittelten LastVerformungslinien der Messstellen im Fugenbereich widerspiegelt (Bild 8). Die in Bild 8a) erkennbaren Unstetigkeiten im Kurvenverlauf vor Erreichen der Maximallast sind auf lokale Rissbildung im Bereich der Dünnbettmörtelfugen zurückzuführen. Die Messstellen im Bereich der Normalmörtelfugen zeigen stetigere Kurvenverläufe mit nichtlinearem Materialverhalten (s. Bild 8b)). Die Biegezugversuche der Mauerwerkwände liefern teilweise deutlich geringere Festigkeiten als die vergleichbaren Biegehaftzugversuche an Pfeilerprüfkörpern, wodurch bestätigt wird, dass die Fugenanzahl und die Wandlänge einen maßgebenden Einfluss auf die Mauerwerktragfähigkeit haben. Auch die Sprödigkeit der Verbundfuge ist als maßgebende Kenngröße zu berücksichtigen. Aus Bild 8a) ist jedoch auch erkennbar, dass bei Überschreitung der Verbundfestigkeit in einem Fugenbereich auch bei einem verhältnismäßig spröden Materialverhalten des Dünnbettmörtels noch eine weitere Laststeigerung möglich ist. Für

Bild 8. Experimentell ermittelte Spannungs-Dehnungslinien im Fugenbereich a) KSe/DMb, b) KSe/NMa´

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Berichte eine quantitative statistische Bewertung ist die bisherige Anzahl der systematischen Untersuchungen jedoch noch zu gering. Die durchgeführten Untersuchungen zeigen, dass sogar bei ungünstigen Herstellungsbedingungen auch für Normalmörtel eine Biegezugfestigkeit senkrecht zur Lagerfuge nachweisbar ist. So erscheint es, wie bereits in [4] veröffentlicht, weiterhin vertretbar, in der Bemessung für alle Mauerstein-Mauermörtel-Kombinationen eine Biegezugfestigkeit senkrecht zu den Lagerfugen in Ansatz zu bringen.

4 Zusammenfassung Dieser Beitrag liefert eine kurze Zusammenfassung der wesentlichen Ergebnisse aus den in [1] beschriebenen Untersuchungen zur Biegezugfestigkeit von Mauerwerk parallel und senkrecht zu den Lagerfugen. Für die Biegezugfestigkeit parallel zu den Lagerfugen konnten bislang nicht berücksichtigte Einflussgrößen wie die Mauerwerkdicke, das Überbindemaß im Fall von Steinversagen sowie die bruchmechanischen Materialeigenschaften quantifiziert werden. Die hergeleiteten Berechnungsansätze liefern teilweise deutlich höhere Biegezugfestigkeitswerte als die bisherigen Bemessungsansätze in den deutschen Regelwerken, wodurch vorhandene Tragreserven genutzt werden können. Die Untersuchungen zur Biegezugfestigkeit senkrecht zu den Lagerfugen zeigen deutlich den maßgebenden Einfluss der Streuung der Materialeigenschaften und der Ausführungsqualität

auf die Mauerwerk-Biegezugfestigkeit. Um diesen quantifizieren zu können, sind weitere Versuche mit deutlich höherer Prüfkörperanzahl erforderlich, die eine statistische Betrachtung ermöglichen. Literatur [1] Schmidt, U.: Biegezugfestigkeit von Mauerwerk. Aachen, 2013, RWTH Aachen University, Fachbereich 3, Dissertation (derzeit in Bearbeitung). [2] Schmidt, U., Brameshuber, W.: Experimentelle und numerische Untersuchungen zur Biegezugfestigkeit von Mauerwerk. In: Mauerwerk-Kalender 38 (2013), in Vorbereitung. Hrsg. W. Jäger. Berlin: Ernst & Sohn. [3] Mann, W.: Zug- und Biegezugfestigkeit von Mauerwerk – theoretische Grundlagen und Vergleich mit Versuchsergebnissen. In: Mauerwerk-Kalender 17 (1992), S. 604–607. Hrsg. P. Funk. Berlin: Ernst & Sohn. [4] Schmidt, U., Schubert, P.: Festigkeitseigenschaften von Mauerwerk – Teil 2: Biegezugfestigkeit. In: Mauerwerk-Kalender 29 (2004), S. 3–26. Hrsg. H.-J. Irmschler, W. Jäger u. P. Schubert. Berlin: Ernst & Sohn.

Autoren dieses Beitrages: Univ.-Prof. Dr.-Ing. Wolfgang Brameshuber RWTH Aachen, Institut für Bauforschung (ibac) Schinkelstraße 3, 52062 Aachen Dipl.-Ing. Ulf Schmidt Materialprüfungs- und Versuchsanstalt Neuwied (MPVA) Sandkauler Weg 1, 56564 Neuwied

DOI: 10.1002/dama.201302103

Mikrowellen-Rasterfeuchtemessungen in Multischicht-Technologie Arndt Göller In der Bauzustandsanalyse, bei der Sanierung der Altbausubstanz und bei der Bauwerksdiagnose ist die Feuchte eine wichtige Messgröße. Ein großer Teil des Erhaltungsaufwands im Hochbau entfällt auf die Beseitigung von – durch rechtzeitige Messung reduzier- und eingrenzbaren – Feuchteschäden und deren Folgen.

1 Vorbemerkungen Grundvoraussetzung für die fachgerechte Sanierung von Feuchteschäden in Bauobjekten ist daher eine fundierte Feuchtediagnose. Die meisten der zerstörungsfrei arbeitenden Feuchtemessverfahren unterliegen aber Einschränkungen, wie z. B. der Beschränkung auf die oberflächlichen Schichten eines Messobjekts oder der Verfälschung durch Salze. Dies führt dazu, dass in vielen Fällen nach wie vor auf die konventionellen, zerstörenden Messverfahren zurückgegriffen wird. Allen Verfahren zur Feuchtemessung ist gemeinsam, dass sie nur punktuell angewendet werden und daher

auch keine repräsentativen Aussagen für den Feuchtehaushalt des Gesamtobjekts liefern können. Da letztendlich davon auszugehen ist, dass jedes Feuchtemessverfahren mit gewissen Fehlern behaftet ist, ist es für die Ermittlung des Feuchtestatus von Untersuchungsobjekten notwendig, mit fehlertoleranten Ansätzen zu arbeiten und statistische Methoden anzuwenden. Neben vielen verfahrenstechnischen Vorzügen bieten Mikrowellen-Feuchtemessverfahren diesen Ansatz. Sie gehören zur Kategorie der dielektrischen Messverfahren [1] und sind seit über fünfzehn Jahren in Form kommerzieller Geräte verfügbar. Mikrowellen-Feuchtesensoren weisen eine ganze Reihe von Vorteilen auf, die die Überwindung der oben genannten Probleme ermöglichen. So gestattet die Verwendung von Antennen auch die Aufnahme von Feuchtewerten aus dem Kern von Bauobjekten, wodurch gleichzeitig auch das Ankopplungsproblem entschärft wird. Prinzipbedingt arbeiten Mikrowellen-Feuchtemessungen versalzungsunabhängig. Rasterfeuchtemessungen

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Berichte gestatten die zerstörungsfreie Aufnahme von Feuchteverteilungen und liefern damit hochgradig repräsentative Ergebnisse. Auf dieser Grundlage wurde das Gerätesystem MOIST für die zerstörungsfreie Materialfeuchtemessung konzipiert. Gegenüber den bisher noch weit verbreiteten punktuell arbeitenden Messverfahren bieten MOIST–Rasterfeuchtemessungen deutlich verbesserte Aussagekraft, liefern sie doch als Ergebnis Bilder der Feuchteverteilung in Bauteilen in verschiedenen Schichten. Damit lassen sich alle in der Baupraxis auftretenden Feuchteschäden eindeutig klassifizieren und zuordnen. Die Erkennung von Kondensatfeuchten, aufsteigenden Feuchten oder Leckagen, die Detektion von Feuchteschäden aufgrund von Wärmebrücken und die Unterscheidung dieser Schäden von normaler Baurestfeuchte ist mit Hilfe von Rasterfeuchtemessungen kein Problem.

2 Mikrowellen-Feuchtemessverfahren Mikrowellen-Feuchtemessverfahren gehören zu den dielektrischen Messverfahren, die auf den herausragenden dielektrischen Eigenschaften des Wassers beruhen. Wasser ist ein polares Molekül, dessen innere Ladungsschwerpunkte örtlich nicht zusammenfallen. Deswegen richtet sich das Wassermolekül in einem von außen angelegten Feld in einer Vorzugsrichtung aus, es ist polarisierbar. Wird ein elektromagnetisches Wechselfeld angelegt, beginnen die Moleküle mit der Frequenz des Feldes zu rotieren (Orientierungspolarisation). Dieser Effekt wird durch die Dielektrizitätskonstante DK beschrieben, die bei Wasser besonders stark ausgeprägt ist. Die relative DK von Wasser beträgt etwa 80, die relative DK der meisten Feststoffe, darunter auch der Baustoffe, ist wesentlich kleiner, sie liegt vorzugsweise zwischen 3 und 6. ε = ε r ε0

κ ion ε ′r + ε ′′r ε0 ε r 2πf

(2)

Im niederfrequenten Bereich überwiegen meistens die Leitfähigkeitseinflüsse die dielektrischen Verluste. Dies ist der Grund dafür, dass die üblichen niederfrequenten kapazitiven und Leitfähigkeits-Feuchtemessverfahren durch erhöhte Salzkonzentrationen verfälscht werden. Aus Gl. (2) geht hervor, dass die Einflüsse der Ionenleitfähigkeit mit wachsender Frequenz f sinken, da diese im Nenner des zweiten Terms steht. Im Mikrowellenbereich (ab etwa 1 GHz) werden die Einflüsse der Leitfähigkeit wegen der hohen Frequenz vernachlässigbar klein; es tragen nur noch die dielektrischen Eigenschaften des Was-

ρ=

u rück . u hin

(3)

Reflexionsanordnungen benötigen prinzipiell nur von einer Seite Zugang zum Material, sie werden einfach aufgesetzt (Bild 1).

(1)

Im Mikrowellenbereich kommen zur ausgeprägen Polarisierbarkeit der Wassermoleküle auch noch dielektrische Verluste dazu, die auf die starken Bindungen der Wassermoleküle untereinander zurückzuführen sind. Die elektrischen Gesamtverluste eines Materials ergeben sich aus der Summe der dielektrischen Verluste und der Verluste durch Gleichstromleitfähigkeit von Ionen (z. B. Salze im Mauerwerk). Beide Verlustarten gehen in den Gesamt-Verlustfaktor tan δ ein. tan δ =

sers zu den Verlusten bei. Daher werden MikrowellenFeuchtemessungen durch ionische Leitfähigkeiten wie z. B. Salze praktisch nicht beeinflusst, sie arbeiten de facto versalzungsunabhängig. Weiterhin lassen sich bei Mikrowellen-Frequenzen bereits recht gut bündelnde Antennen bauen. Wegen der Richtwirkung der Antennen können Eindringtiefen im Dezimeter-Bereich erzielt werden, so dass echte Volumenmessungen möglich sind. Derartige mit Antennen ausgeführte Volumenmessungen können mit Oberflächenmessungen auf der Grundlage von Streufeld-Anordnungen wie z. B. offene Resonatoren kombiniert werden. Aus diesem Grund sind mit Mikrowellen-Anordnungen zerstörungsfrei Feuchtemessungen in verschiedenen Schichten eines Bauobjekts möglich. Üblicherweise werden für Bauanwendungen nur reflektive Mikrowellenanordnungen in Frage kommen, da sie von einer Seite des Bauwerks aus betreibbar sind. Bei derartigen Anordnungen wird aus einer Antenne eine elektromagnetische Welle ins Material eingestrahlt oder es dehnt sich das elektromagnetische Feld einer StreufeldAnordnung (z. B. offener Resonator) in das Material aus. Gemessen werden sowohl die ins Material hineinlaufende elektromagnetische Welle als auch die vom Material reflektierte Welle. Der sogenannte Reflexionsfaktor ρ ist der Quotient aus rück- und hinlaufender Welle

Bild 1. Mikrowellen-Feuchtemessung nach dem ReflexionsPrinzip

3 Kalibration von Mikrowellen-Feuchtemessgeräten auf absolute Feuchtewerte Das Mikrowellen-Feuchtemessverfahren gehört zu den indirekten Messverfahren. Das Messergebnis von Mikrowellensensoren ist daher zunächst keine direkte Angabe der absoluten Materialfeuchte gemäß Definition, sondern ein elektrisches Signal, das ein Äquivalent zum MikrowellenReflexionsfaktor gemäß Gl. (3) darstellt. Der sogenannte Feuchteindex FI entsteht aus der Multiplikation des Reflexionsfaktors mit einem festen Faktor gemäß FI = 4000 · ρ

(4)

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Berichte Das elektrische Basissignal FI von Mikrowellen-Feuchtesensoren kann über in den Sensoren enthaltene materialspezifische Kalibrierfunktionen in absolute Feuchtewerte umgerechnet werden. Dabei erfolgt für jedes zu kalibrierende Material zunächst eine Optimierung der verwendeten Messfrequenz. Die Kalibrierkurve wird bei dieser optimierten Messfrequenz aufgenommen und aus der Zuordnung von FI-Werten zu bestimmten Materialfeuchten gebildet. Die Referenzbestimmung der Materialfeuchte der verwendeten Proben erfolgt per Darr-Trocknung, so dass hier immer eine Rückführung auf bekannte Standard-Referenzverfahren zur Feuchtebestimmung gegeben ist. Die Kalibrierung der Mikrowellensensoren erfolgt im Sinne der Qualitätssicherung nach einem standardisierten Ablauf und Prüfschema, das eine jederzeitige Rückverfolgung einzelner Sensoren möglich macht. Mit den in den Sensoren enthaltenen Kalibrierkurven sind absolute Feuchtemessungen an Baumaterialien möglich, deren Stoffeigenschaften den kalibrierten Materialien entsprechen. Ein wesentlicher Einflussparameter ist dabei die Trockenrohdichte der Materialien, in denen gemessen werden soll. Diese muss annähernd der der kalibrierten Stoffe entsprechen, um eine Messung von absoluten Feuchtewerten zu ermöglichen. In der Baupraxis gibt es mittlerweile eine Vielfalt von Baustoffen unterschiedlichster Materialeigenschaften. Die Berücksichtigung all dieser Baumaterialien in Form von Kalibrierkurven würde zu einem unverhältnismäßig hohen Aufwand führen. Die bei realen Schadensfällen eingesetzten Baustoffe sind oftmals unbekannt. Ihre Eigenschaften, besonders die Trockenrohdichte, können daher nur zerstörend und mit größerem Aufwand ermittelt werden. Dennoch soll vor Ort eine Aussage über den Feuchtehaushalt des zu untersuchenden Bauteils möglichst zerstörungsfrei getroffen werden können. Daher wurde das Hauptaugenmerk bei der Fortentwicklung der Mikrowellen-Feuchtemessgeräte der MOISTSerie auf einen möglichst fehlertoleranten statistischen Ansatz der Messabläufe gelegt. Dieser fand in der nachfolgend beschriebenen Rasterfeuchtemessung seinen Niederschlag. Eine einfache Methode besteht in der relativen Aufnahme von Feuchteverteilungen mit dem Feuchteindex FI. Relativmessungen sind prinzipiell immer möglich und empfehlen sich vor allem bei Messungen an mehrschichtigen Aufbauten, wenn die Aufnahme von Kalibrierkurven über mehrere geschichtete oder gestapelte Materialien nicht sinnvoll ist. Weiter können für den Einsatz in praktischen Messanwendungen die vorhandenen Kalibrierkurven auch dann genutzt werden, wenn keine Übereinstimmung mit den Materialeigenschaften der zu messenden Stoffe besteht oder diese nicht bekannt sind. In diesem Fall stellen die von den Mikrowellensensoren ausgegebenen Feuchtewerte allerdings nur relative Feuchtewerte dar, die durch absolute Feuchteangaben ausgedrückt werden. Diese können über nachträgliche zerstörende Messungen z. B. per Darr-Trocknung, die an nunmehr gezielt auswählbaren Punkten durchführbar sind, auf absolute Feuchtewerte zurückgeführt werden. Ein Beispiel hierzu wird in [2] gegeben. In dem dort beschriebenen Anwendungsfall sollten in einem größeren Objekt ca. 1500 m2 Wandfläche des Baustoffs Porenbeton auf Feuchteerscheinungen untersucht werden. Die in dem Objekt gegebene Trockenrohdichte der Wandbaustoffe ent-

Bild 2. Vergleich von Mikrowellen-Feuchtemessungen (Messung mit Kalibrierkurve) und Feuchte-Referenzwerten per Darr-Trocknung (Messwerte [2], S. 232)

sprach mit 0,55 kg/dm3 bzw. 0,7 kg/dm3 nicht der der hinterlegten Kalibrierkurve für Porenbeton mit 0,4 kg/dm3. Bei den durchgeführten Feuchtemessungen ergaben sich daher erhebliche Abweichungen zwischen den vom Gerät angezeigten Messwerten und nachträglich zerstörend per DarrTrocknung ermittelten Laborwerten. Diese Abweichungen waren wegen der nicht gegebenen Übereinstimmung der Trockenrohdichten von realem und kalibriertem Material vorprogrammiert. Nach weiterer Untersuchung der aufgenommenen Messwerte zeigte sich aber dennoch eine gute Korrelation der Anzeigewerte des Mikrowellen-Feuchtemessgeräts (R2 = 0,974) und der aufgenommenen Laborwerte. Wie aus dem Diagramm ersichtlich wird, gibt es lediglich eine lineare Verschiebung zwischen dem Idealverlauf und dem realen Zusammenhang (Bild 2). Die dargestellte Abweichung lässt sich mit einer einfachen Linearverschiebung beseitigen. Anders formuliert ist die Ermittlung der absoluten Feuchtewerte durch einfaches Einsetzen der Anzeigewerte des Messgeräts in die im Diagramm dargestellte Formel möglich. Diese Umrechnung kann z. B. mit den vorhandenen Möglichkeiten der Software MOISTANALYZE leicht durch Auslagerung der Messdaten aufgenommener Rastermessungen in Tabellenverarbeitungsprogramme und erneuten Rückimport in die Software erfolgen. Das dargestellte Beispiel zeigt aufgrund der besonderen Eigenschaften von Porenbeton – niedrige Trockenrohdichten und hohe Sättigungsfeuchten – scheinbar extreme Abweichungen zwischen Messgeräteanzeige und absoluten Feuchtewerten. Diese Abweichungen lassen sich aber durch Rückführung auf einzelne zerstörende Messungen leicht beheben. Bei anderen Materialien fallen mögliche Abweichungen nicht so gravierend aus, können aber in den meisten Fällen ebenfalls durch lineare Umrechnung beseitigt werden. Die relative Feuchteverteilung bleibt in jedem Falle erhalten.

4 Rasterfeuchtemessungen Im Verlauf der praktischen Arbeit mit Mikrowellen-Feuchtesensoren ergab sich schnell die Erkenntnis, dass Einzelmessungen an ausgewählten Punkten von Bauobjekten nicht repräsentativ für den Feuchtezustand des Gesamtobjekts

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Berichte flächenmesskopf vollständig erfasst werden. Umgekehrt haben die Verhältnisse in tieferliegenden Schichten nur Einfluss auf den Volumensensor. Die Funktionsweise von Rasterfeuchtemessungen in einer oder mehreren Schichten soll im Folgenden an zwei praktischen Anwendungsbeispielen erläutert werden.

4.1 Kondensatfeuchteschäden

Bild 3. Prinzip der Rasterfeuchtemessung

sind. Aus diesem Grund wurde die Messmethodik rasch zum Rasterfeuchtemessverfahren für die Aufnahme von Feuchteverteilungen weiterentwickelt, bei dem die Messwerte nacheinander in Spalten aufgenommen werden (Bild 3). Die Rastermessung sichert einerseits durch die immer gegebene große Anzahl von Messwerten das Ergebnis statistisch ab. Rasterfeuchtemessungen sind wesentlich repräsentativer und aussagefähiger als einzelne zerstörende oder nicht zerstörende Messungen, selbst wenn diese an einzelnen Messpunkten genauere Ergebnisse liefern. Andererseits liefern Rasterfeuchtemessungen aber auch anschauliche Feuchteverteilungen, die sehr gut den Feuchtestatus von Bauobjekten erkennen lassen. Von besonderer Bedeutung ist weiterhin die Möglichkeit der Feuchtemessung in verschiedenen Materialschichten. Bereits die Verknüpfung der Ergebnisse zweier Mikrowellensensoren verschiedener Eindringtiefen erlaubt dabei qualifizierte Aussagen über Herkunft und Ursache der Feuchte. Diese kombinierte Oberflächen- und Volumenmessung mit Feldreichweiten im Bereich von 3 cm und bis zu 30 cm hat sich in der Vergangenheit tausendfach bewährt. Die oberflächliche Schicht eines Baustoffs beeinflusst dabei den Oberflächensensor aufgrund des angewendeten Messprinzips völlig anders als den Volumenmesskopf. Auch hohe Oberflächenfeuchten zeigen kaum eine Wirkung auf den Volumenmesskopf, während sie vom Ober-

Eine der vor allem in der heutigen Zeit mit ihren immer dichteren Fenstern und Türen auftretende Schadensart ist Kondensatfeuchte, die bei längerer Dauer zu schweren Schäden der Wandaufbauten und zur Schimmelbildung führen kann. Mit Hilfe kombinierter Oberflächen- und Volumenmessungen lassen sich Kondensatfeuchten schnell erkennen. Reine Kondensatfeuchte zeigt dabei einen deutlichen und flächenhaften Anstieg der Feuchte an der Oberfläche, wohingegen der Kern des Mauerwerks nicht betroffen ist. Dies gibt auch das Beispiel wieder. In einem gerade sanierten Mehrfamilienhaus mit massiven Ziegelwänden beklagten sich die Mieter über zunehmende Feuchte an den Wänden des Wohnzimmers. Sie minderten die Miete, da die Ursache ihrer Meinung nach in nicht genügend erfolgter Bautrockung lag. Die Messung wurde im Winter bei Außentemperaturen von –2 °C durchgeführt. Die Kombination der Messungen zeigt eine ausgeprägte Erhöhung der Feuchtewerte an der Oberfläche von den Rändern des Messfelds in sein Zentrum. Ein solches unregelmäßig flächenhaft zusammenhängendes Bild deutet immer auf einen Feuchteschaden. Wie weiterhin erkennbar ist, zeigt die Volumenmessung keinerlei Feuchteschäden (Bild 4). Damit ist bewiesen, dass es sich bei dem aufgenommen Schaden um mieterseitig verschuldete Kondensatfeuchte handelt. Die Ursache hierfür war schnell gefunden: kaum Luftzirkulation an der feuchten Stelle in Kombination mit sehr niedrigen Temperaturen durch ungenügende Heizung.

4.2 Leckagen durch defekte Fugen Ebenfalls häufig treten in den verschiedensten Anwendungen Feuchteschäden in Form von durch defekte Fugen eintretendes Wasser auf, welches sich im Fußbodenaufbau sammelt und auf Dauer zur Zerstörung desselben führt. Visuell lassen sich solche Schäden und ihre Ausmaße erst

Bild 4. Kondensatfeuchte in Oberflächen- und Volumenmessung

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Berichte sich vier im Bereich der üblicherweise am Bau benötigten Eindringtiefen bewegen (Bild 6). Der enorme Vorteil der bildhaften Darstellung der aufgenommenen Feuchteverteilungen für das Verständnis von Feuchteproblemen in Bauobjekten liegt klar auf der Hand. Mit dem neuen MOIST 300 B lassen sich Bilder von Feuchteverteilungen bereits im Gerät anzeigen (Bild 7). Es

Bild 5. Leckagen durch defekte Fugen

spät erkennen, was oft zu hohen Aufwendungen für deren Beseitigung führt. Auch für die Erkennung derartiger Schäden bieten Rasterfeuchtemessungen hervorragende Möglichkeiten, wobei hierfür zunächst Volumenmessungen in Frage kommen. Aufgrund des geschichteten Aufbaus von Fussböden reduziert sich dabei die Eindringtiefe auf etwa 15 bis 20 cm. Mittels ergänzender Oberflächenmessungen kann festgestellt werden, ob auch Estriche bzw. Oberbeläge geschädigt sind. Anhand von in der Grafik erkennbaren Wasserfahnen und Verbindungsstellen zur Außenwand lassen sich die Eintrittsstellen des Wassers erkennen. Das im Bild dargestellte Beispiel eines durchfeuchteten Kellers eines Einfamilienhauses zeigt drei Eintrittsstellen von Wasser in den schwimmenden Estrich durch defekte Bereiche der Wandaufstandsfugen (Bild 5).

Bild 6. Tiefenwirkung verschiedener Mikrowellenfeuchtesensoren

5 Rasterfeuchtemessungen in Multischicht-Technologie Mikrowellensensoren lassen sich, wie in Tabelle1 ausgeführt, mit verschiedenen Feldgeometrien ausführen. Unterschiedliche Feldgeometrien korrespondieren mit unterschiedlichen Mikrowellenanordnungen. Diese Mikrowellenanordnungen fanden Eingang in Mikrowellensensoren für verschiedene Schichten. Damit lässt sich das Schichtenkonzept weiter verfeinern. Mit ihrer Hilfe wird eine deutlich bessere Tiefenrasterung möglich. Derzeit sind Sensoren für Schichttiefen bis 3 cm, 6 cm, 10 cm, 25 cm und bis 80 cm verfügbar. So kann eine Tiefenstufung in insgesamt fünf Einzelstufen vorgenommen werden, wovon

Bild 7. MOIST 300 B mit Feuchteverteilungsbild

Tabelle 1. Applikatortypen und Grössenordnungen ihrer Wechselwirkungsgeometrie Sensortyp

Ortsauflösung

Feldreichweite

Messvolumen

Streufeld linear (Leitungen)

einige mm3

Streufeld linear (Resonatoren)

bis einige cm3

Streufeld rotationssymmetrisch

bis 100 cm3

Strahlungsfeld planar, ungebündelt

bis 10 l

Strahlungsfeld planar, gebündelt

dm bis m

bis 200 l

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Berichte stellt damit eine erhebliche Erleichterung für den Baupraktiker dar, der die aufgenommenen Rohdaten lieber schon einmal vor Ort bewerten und dafür nicht unbedingt ein Notebook benutzen möchte. Die Erzeugung von Rasterfeuchtebildern lässt sich nun sehr schnell und einfach durchführen. MOIST 300 B ist von vornherein auf die Aufnahme von Multischichtmessfeldern vorbereitet. Jedem aufgenommenen Messfeld können dabei bis zu acht Tiefenschichten entsprechend den Tiefenzonen der einzelnen MOISTSensoren zugeordnet werden, so dass die Aufnahme von Schichtenbildern damit sehr einfach möglich ist. Bis zu 1000 derartige Rastermessungen, die insgesamt bis zu 1 Mio. Messwerte enthalten dürfen, können in Form von Rohdaten im Gerät abgespeichert werden. Zum Gerät wurde eine neue Generation von schnellen Feuchtesensoren entwickelt, die eine hohe Wiederholgenauigkeit und Präzision ermöglichen. Mit der zum Gerätepaket gehörenden Software lassen sich diese Rohdaten schnell und einfach weiterverarbeiten

und auswerten. Sie enthält neben den bewährten Funktionen für die schnelle grafische Darstellung von Feuchteverteilungen viele weitere praktische Elemente zur Projektund Messfeldbearbeitung wie auch zur statistischen Auswertung oder zur Darstellung des Durchfeuchtungsgrades. Dank der schnellen Anzeige der Feuchtebilder vor Ort können Feuchteschäden und deren Ursachen einfach ermittelt werden. Somit lässt sich schon direkt nach der Messung eine erste Auswertung und Einschätzung der Situation geben. Die Einordnung von Feuchteschäden wird dank der direkten grafischen Anzeige noch einfacher. Jeder auftretenden Art von Feuchteschäden an Bauwerken kann ein Set von Merkmalen zugeordnet werden, die sich mit den zugehörigen Feuchtebildern beschreiben lassen. Diese Merkmale lassen sich bequem aus den MultischichtMessungen ableiten (Bild 8). So liefern Schäden durch Kondensatfeuchte mit nachfolgender Schimmelbildung andere Feuchteverteilungen als z. B. aufsteigende Feuchte oder Feuchteschäden in Folge von Wärmebrücken. Literatur [1] Göller, A., Handro, A., Heinrich, D., Landgraf, J., Schnieber, M., Wagner, J.: Handheld-Mikrowellen-Feuchtemessgeräte der MOIST-Serie – ein neues Konzept der Materialfeuchtemessung. Proc. of DGZfP-Fachtagung „Bauwerksdiagnose“, München, 21./22. 1. 1999. [2] Harazin, H.: Erfahrungen beim Umgang mit einem Messgerät auf Mikrowellenbasis zur Feuchtebestimmung am Baustoff Porenbeton. Tagungsband 23. Hanseatische Sanierungstage, Heringsdorf, 1.–3. 11. 2012, S. 223 ff. [3] Göller, A.: MOISTURE MAPPING – Flächen- und tiefenaufgelöste Feuchtemessung mit dem MOIST-Verfahren. Proc. Feuchtetag 1999. BAM Bundesanstalt für Materialprüfung/ DGZfP, Berlin.

Autor dieses Beitrages:

Bild 8. Seitlich eindringende Feuchte – Multischicht-Messfeld in MOISTANALYZE

Dr. Arndt Göller hf-sensor GmbH Weißenfelser Straße 67 04229 Leipzig www.hf-sensor.de

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Leserforum

Leserforum Zum Eurocode 6 – Fragen und Antworten Unter dieser Rubrik werden Fragen beantwortet, die bei der Einarbeitung in den EC 6 entstehen. Die Wiedergabe erfolgt in jedem Falle anonymisiert. Sofern es um Verständnisfragen und Hintergrundinformationen geht, werden sie von den Beiratsmitgliedern beantwortet. Handelt es sich um Auslegungsfragen, wird der zuständige NABau-Ausschuss NA 005-06-01 AA „Mauerwerksbau“ (Sp CEN/TC 125, CEN/TC 250/SC 6) mit einbezogen. Mit dem Leserforum zum EC 6 soll der Praxis die Einarbeitung in das neue Normenpaket mit seinen Nationalen Anhängen erleichtert werden. Auch Sie können als Leser gern von dieser Rubrik Gebrauch machen und Ihre Fragen stellen (mauerwerk@ernst-und-sohn.de). Questions concerning the introduction of the EC 6. Under this heading questions are ans wered, arising from the application of EC 6. The questions are expressing anonymous in all cases. Provided that they concern the understanding and background information the answers will be given by members of the editorial board. If the questions are dealing with the interpretation of clauses of EC 6 the responsible code committee NA 005-06-01 AA “Masonry construction” (Sp CEN/TC 125, CEN/TC 250/SC 6) will be involved. The practice should get help for the adjustment in the EC 6 and its National Annexes with this new category of contributions. The readers are invited to avail oneself of this chance very active (mauerwerk@ernst-und-sohn.de). Die nachfolgenden Fragen und Antworten beziehen sich auf den Teil 1-1 [1] sowie Teil 3 [3] von DIN EN 1996 zusammen mit dem zugehörigen Nationalen Anhang [2] und [4].

1 DIN EN 1996-1-1:2010-12 + NA:2012-05 Frage Nr. 13-1-1 Kapitelnummer: 3.2.2 (NA.4) NCI Thema: Mörtelfestigkeit Frage: Für die Ermittlung der Druckfestigkeit werden in Tabelle (NA.2) Werte für die Druckfestigkeit von Leichtmauer- bzw. Dünnbettmörtel angegeben. In den Tabellen (NA.7), (NA.8), (NA.10) sind jedoch keine Werte für den Parameter b zu finden. Wie ist im Fall von Mauerwerk mit Leichtmauer- bzw. Dünnbettmörtel bei der Bestimmung der Druckfestigkeit zu verfahren?

mindestens 2/3 der Wanddicke gehalten sind: r2 = 0,75, sofern e < 0,25t ist, andernfalls sollte r2 = 1 gesetzt werden. Eine ergänzende Regelung ist im NA zu DIN EN 1996-1-1 zu finden, u. zw. für Mauerwerk, das drei- und vierseitig gehalten ist und mit vermindertem Überbindemaß hergestellt wird: „NCI zu 5.5.1.2: Absatz (11), (iii) und (iv) sind wie folgt zu ergänzen: Die Knicklängen ermittlung erfolgt bei Wänden mit verminderten Überbindemaßen nach den Absätzen (NA.12) bis (NA.17).“ Wie ist hier zu verfahren? Antwort: Bei normalen Überbindemaßen lol/hu ≥ 0,4 kann die Festlegung aus der EN 1996-1-1 immer zur Anwendung kommen. Das trifft auch für zweiseitig gehaltene Wände zu. Der Absatz (NA.13) „Für Mauerwerk mit einem planmäßigen Überbindemaß lol/hu ≥ 0,4 sind die Anpassungsfaktoren a3 und a4 gleich 1 zu setzten.“ führt hier zu Irritationen, da er einen Zirkelbezug darstellt. Bei einer Über arbeitung des NA kann und sollte der Absatz entfallen, da sich für diesen Fall nach NA die gleichen Knicklängenbeiwerte wie nach EN 1996-1-1 ergeben und keine schärfere Regelung vorliegt (s. Bild 1).

Frage Nr. 13-1-2 Kapitelnummer: 5.5.1.2 (11) NCI Thema: Knicklänge

Ergänzungen zu Frage Nr. 12-6-5 Anhang NA.K Thema: Nachweis von Wandscheiben

Frage: Regelung EN 1996-1-1, 5.5.1.2 (11): „Der Abminderungsfaktor rn darf wie folgt angenommen werden: (i): „Bei Wände, die oben und unten durch … Stahlbeton decken … mit einer Auflagertiefe von

Frage: In den Bildern zur Frage 12-6-5 (Heft 6/2012) ist nicht verständlich, was die rote und was die blaue Linie darstellen soll. Welches statische System ist überhaupt dargestellt?

Antwort: Die Druckfestigkeit von Mauerwerk mit Leichtmauer- bzw. Dünnbettmörtel wird nach folgender Gleichung bestimmt: fk = K ∙ f bα Bei Mauerwerk mit Leichtmauer- bzw. Dünnbettmörtel hat die Druckfestigkeit des Mörtels keinen signifikanten Einfluss auf die Mauerwerksdruckfestigkeit, weshalb sie in der Bestimmungsgleichung nicht enthalten ist. Der Wert fm wird hier also nicht benötigt, um die Druckfestigkeit des Mauerwerks zu ermitteln.

Bild 1. Vergleich der Knicklängenbeiwerte nach den Regelungen von DIN EN 1996-1-1 und NA für Überbindemaße lol/hu ≥ 0,4

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Leserforum

Bild 2. Beispiele für Momentenverläufe [7]

Antwort: Im Bild 2 sind beispielhaft Momentenverläufe dargestellt, für die sich ein erhöhter Rechenaufwand lohnt, d. h. der Momentennullpunkt liegt im Geschoss in der Wand. Der Abbildung liegt ein räumliches FE-Modell mit unterschied licher Gründungsmodellierung (rot = starre, blau = elastische Lagerung) zugrunde. Für ausführliche Informationen wird auf Bakeer [7] verwiesen.

2 DIN EN 1996-3:2010-12 + NA:2012-01 Frage Nr. 13-1-3 Kapitelnummer: 4.2.2.2 (NA.3) NCI Thema: Druckfestigkeit „kurze“ Wände Frage: a) Warum ist der Bemessungswert der Druckfestigkeit bei Wandquerschnitten A ≤ 0,1 m2 nach dem genaueren Nachweisverfahren (DIN EN 19961-1 6.1.2.1 (3)) abzumindern? Antwort: Die Druckfestigkeit ist bei Mauerwerk mit geringen Wandquerschnittsflächen zu reduzieren, um gegen die höhere Sprödbruch-Versagenswahrscheinlichkeit „kurzer“ Wände abzusichern. Das war auch in der DIN 1053-1 [5] und in der DIN 1053-100 [6] so.

nen der Formel (0,7 + 3 · A) erlassen werden, um schnell zu einem Ergebnis zu kommen. c) Darf die Formel (0,7 + 3 · A) für die Abminderung des Bemessungswertes der Druckfestigkeit nach dem genaueren Nachweisverfahren auch im vereinfachten Nachweisverfahren angewendet werden, wenn der Nachweis dort mit dem pauschalen Wert 0,8 nicht gelingt? Antwort: Prinzipiell ist keine Vermischung der Verfahren erlaubt. In dem hier vorliegenden, speziellen Fall darf auch die Abminderung nach dem genaueren Verfahren angewendet werden, wenn der Nachweis mit 0,8 nach DIN EN 1996-3/ NA nicht gelingt. Begründung: Da der Abminderungsfaktor aus zuverlässigkeitstheoretischer Sicht die höhere Versagenswahrscheinlichkeit von Bauteilen mit geringeren Querschnittsabmessungen berücksichtigt und nicht mit einem bestimmten Bemessungsverfahren verknüpft ist, bestehen keine Bedenken gegen die Anwendung der genaueren Formel nach DIN EN 1996-1-1 auch im vereinfachten Verfahren. Die anderen

tragfähigkeitsmindernden Einflüsse sind in den Abminderungsfaktoren gem. (NA.1) bis (NA.4) nach dem vereinfachten Verfahren berücksichtigt, sodass dadurch keine Verfahrenskonflikte entstehen. Bild 3 zeigt die auf der sicheren Seite liegende Vereinfachung für die Abminderung nach dem vereinfachten Verfahren im Vergleich zum genaueren Verfahren. Frage Nr. 13-1-4 4.2.2.3 (NA.2) NCI Thema: Traglastminderung Frage: Warum ist im vereinfachten Nachweisverfahren bei Zwischenauflagern am Wandkopf und -fuß keine Formel für eine Traglastabminderung angegeben? Antwort: Bei den vereinfachten Berechnungsmethoden nach Teil 3 des EC 6 erfolgt der Nachweis der vertikalen Belastung über Faktoren, die alle Einflüsse auf eine Traglastminderung beinhalten. Das sind der Abminderungsbeiwert F1 infolge der Lastausmitte bei Endauflagern bzw. ein

b) Diese Abminderung ist auch im vereinfachten Verfahren enthalten, jedoch mit einem konstanten Wert von 0,8 (DIN EN 1996-3, NCI zu 4.2.2.2, (NA.3)); warum? Antwort: Im vereinfachten Verfahren wird in NCI zu 4.2.2.2 (NA.3) gefordert, die Bemessungsdruckfestigkeit bei geringen Wandquerschnittsflächen mit 0,8 abzumindern. Damit soll dem Anwender das Ausrech-

Bild 3. Vergleich der Abminderung der Druckfestigkeit für Querschnitte A < 0,1 m2 im genaueren und im vereinfachten Verfahren

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Leserforum / Veranstaltungen Abminderungsbeiwert F2 zur Berücksichtigung der Knickgefahr. Es ist immer davon auszugehen, dass eine geschosshohe Wand knickgefährdet ist und somit ist auch an Zwischenauflagern der Nachweis nach Gleichung (NA.4) zu führen. Mit F2 = 0,85(a/t) – 0,0011(hef/t)2 ergibt sich für F2 immer ein Wert kleiner 0,85. Wie eine Parameterstudie (s. [8]) gezeigt hat, ist damit immer der traglastmindernde Einfluss der Deckenverdrehung an Zwischenauflagern abgedeckt, der in der Studie bei maximal 15 % lag. Literatur [1] DIN EN 1996-1-1:2010-12: Eurocode 6: Bemessung und Konstruktion von Mauerwerksbauten – Teil 1-1: Allgemeine Regeln für bewehrtes und unbewehrtes Mauerwerk; Deutsche Fassung EN 1996-1-1:2005+AC: 2009. NABau im DIN, Berlin 2010. [2] DIN EN 1996-1-1/NA:2012-05: Nationaler Anhang – National festgelegte Parame-

Veranstaltungen Porenbeton-Fachtagungen zur Bemessung von Mauerwerk nach EC 6 Seit Juli 2012 lösen auch in Deutschland die Eurocodes die DIN-Normen ab, der Eurocode 6 für die Bemessung und Ausführung von Mauerwerk gilt vorerst über eine Gleichwertigkeitserklärung (s. Mauerwerk, H. 4, S. 178). Die Neuerungen, die sich aus seiner bevorstehenden bauaufsichtlichen Einführung für Mauerwerksbemessungen ergeben, waren Thema von vier Herbsttagungen 2012 des Bundesverbandes Porenbeton. Mit diesen von Ingenieuren, Architekten, Fachleuten der Baubranche und Studenten gut besuchten Veranstaltungen in vier Städten hat der Bundesverband die Tradition seiner Fachtagungen wieder aufgenommen. Das Regelwerk mit europäischen Vorgaben und nationalen Randbedingungen wurde den alten DIN-Bemessungsvorschriften gegenübergestellt und mit vergleichendem Praxisbezug betrachtet. „Der Eurocode 6 mit seinen Nationalen Anhängen ist nicht so kompliziert, wie es auf den ersten Blick aussieht“, schätzte Dipl.-Ing. Georg Flassenberg, Geschäftsführer des Bundesverbandes Porenbeton, Berlin, und Mitglied in zahlreichen Normenausschüssen, ein. Da für den Eurocode 6 noch die na tionalen brandschutztechnischen Regelungen und das Umschreiben der bestehenden Mauerwerkszulassungen abge arbeitet werden müssen, wird seine bau-

ter – Eurocode 6: Bemessung und Konstruktion von Mauerwerksbauten – Teil 1-1: Allgemeine Regeln für bewehrtes und unbewehrtes Mauerwerk. NABau im DIN, Berlin 2012. [3] DIN EN 1996-3:2010-12: Eurocode 6: Bemessung und Konstruktion von Mauerwerksbauten – Teil 3: Vereinfachte Berechnungsmethoden für unbewehrte Mauerwerksbauten; Deutsche Fassung EN 19963:2006+AC:2009. NABau im DIN, Berlin 2010. [4] DIN EN 1996-3/NA:2012-01: Nationaler Anhang – National festgelegte Parameter – Eurocode 6: Bemessung und Konstruktion von Mauerwerksbauten – Teil 3: Vereinfachte Berechnungsmethoden für unbewehrte Mauerwerksbauten. NABau im DIN, Berlin 2012. [5] DIN 1053-1:1996-11: Mauerwerk. Berechnung und Ausführung. NABau im DIN, Berlin 1996. [6] DIN 1053-100:2007-09: Mauerwerk. Berechnung auf der Grundlage des semiprobabilistischen Sicherheitskonzeptes. NABau im DIN, Berlin 2007.

[7] Bakeer, T.: The performance of masonry buildings under wind loads – The influence of the global effect on component response. Mauerwerk 15 (2011) H. 2, S. 88–97. [8] Jäger, W., Baier, G.: The Necessity of a Reduction Factor for Load Eccentricity Effects on the Simplified Rules of Eurocode 6, Part 3. In: Proceedings of the 7th Australasian Masonry Conference in Newcastle: Australia 2004, pp. 265–274.

aufsichtliche Einführung für 2013/2014 erwartet. Nach der von der Fachkommission Bautechnik herausgegebenen Gleichwertigkeitserklärung gilt bis dahin, dass Bauteile entweder nach alter DIN 1053 oder nach neuem Eurocode bemessen werden können. Bei der Bemessung und Ausführung von Porenbeton gibt es nach wie vor vereinfachte Nachweisverfahren. „In vielen Fällen“, so orientierte Flassenberg, „stellt der Eurocode nichts Neues im Vergleich zur DIN dar. Die meisten Regelungen sind unverändert übernommen. Lediglich bei den Baustoffkennwerten, vor allem bei der Ermittlung der zulässigen Mauerwerksdruckfestigkeit, ist eine Umstellung zu beachten.“ „Schauen Sie immer zuerst in die Nationalen Anhänge und erst dann in die Eurocodes“, empfahl Dr.-Ing. Markus Hauer, Geschäftsführer des Büros für Baukonstruktionen GmbH, Karlsruhe, und Mitarbeiter in den Normenausschüssen für Mauerwerksbau. Die Bemessung von Porenbetonmauerwerk ließe sich auf relevante Punkte reduzieren. Für eine Reduzierung von Zulassungen wird die jetzt ebenfalls enthaltene Bemessung von Planelementemauerwerk sorgen, neu ist die Berücksichtigung der teilweise aufliegenden Deckenplatte. Vereinfachte Verfahren für Gebäude bis 20 m Höhe oder für Häuser mit höchstens drei Geschossen bleiben erhalten, schnelle Formeln stehen zur Verfügung. Darauf, so betonte Hauer, hätten die deutschen Vertreter im europäischen Normungsausschuss gedrungen. Jetzt sprechen die Eurocodes für mehr als 20 EU-Länder eine einheitliche Sprache.

Brandschutz bildet in Deutschland einen Sonderfall. Die brandschutztechnische Bemessung für Mauerwerk erfährt durch den Teil 1-2 des Eurocode 6 und die Überarbeitung des Bauteilkataloges für den Brandschutz DIN 4102-4 Ver änderungen. Im bislang noch nicht als Weißdruck erschienenen Nationalen Anhang werden dafür detaillierte, sich an dieser Norm orientierende Regelungen aufgeführt. Gerade beim Brandschutz seien einige Einflussfaktoren zu beachten, erläuterte Flassenberg. Wie wichtig beim baulichen Brandschutz eine Risikoberechnung und darauf basierend ein adäquates Brandschutzkonzept sind, demonstrierte Dipl.-Ing. Jan Heinemann, Sachverständiger für Brandschutz bei der HDI Gerling Sicherheitstechnik GmbH Hannover aus der Sicht eines Industrie-Sachversicherers. Monatlich werden in Deutschland 15 Großbrände mit einem Schaden über eine Million Euro registriert – „in fast allen Fällen wurde der Brandschutz außer Acht gelassen oder mangelhaft ausgeführt“, konstatierte Heinemann. Als brandbegünstigend machte der Sachverständige u. a. falsch hergestellte Brandwände mit Anschlussfehlern, unzureichende Komplextrennungen, falsch gewählte Bauteile und Baustoffe aus. „Bauausführung, Bauart und Baustoffwerte sind entscheidend.“ Schon eine Brandschutzmaßnahme könne das Brandrisiko – und die Versicherungsprämie für Unternehmen – erheblich senken. Die Teilnehmerinnen und Teilnehmer an den Fachtagungen zogen eine weitgehend positive Bilanz. „Die Umstellung

Die Fragen hat beantwortet: Prof. Dr.-Ing. Wolfram Jäger Technische Universität Dresden Fakultät Architektur Lehrstuhl Tragwerksplanung 01062 Dresden Jäger Ingenieure GmbH Radebeul Wichernstraße 12 01445 Radebeul

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Veranstaltungen / Firmen und Verbände auf den Eurocode 6 erfordert einiges Fachwissen“, sagte Angelika Rösner vom Ingenieur- und Sachverständigenbüro Projektplan Rösner aus Wittenförden bei Schwerin, die sich vorrangig mit Wohnungsbau befasst. „Jetzt habe ich eine erste große Übersicht zum Eurocode 6 gewonnen, die Arbeit selbst bringt dann die detaillierten Fragen.“ Gudrun Feuerstake, Ingenieurin bei Town&Country Haus, Berlin, meinte: „Porenbeton ist unser Baustoff. Was für ihn hinter dem EC 6 steckt, beschäftigt mich. Gerade für Einfamilienhäuser sind vereinfachte Berechnungsverfahren wichtig. Wichtig auch, dass mit dem neuen Berichtsheft 14 des BV Porenbeton bereits fachlich gute Literatur mit Berechnungsbeispielen vorliegt.“ Dr. Petra Kaiser vom PorenbetonVerbandsmitglied H+H Deutschland GmbH, Wittenborn, wertete als zukunftsweisend, dass der Verband fundiertes Wissen zum EC 6 vermittele und sich so in die Öffentlichkeit einbringe. „Verunsicherung wurde abgebaut.“

Sockel- und erdberührten Bereich? Warum ist der richtige Einbau der Fensterbänke so entscheidend für den Bestand einer WDVS-Fassade? Und schließlich ging es in zwei engagiert diskutierten Vorträgen um die Frage, wie WDVS im Schadensfall instandgesetzt oder saniert werden können, ohne dabei den bauordnungs-rechtlichen Rahmen zu verlassen. Trotz fortschreitender Zeit und des nahenden Wochenendes waren alle Teilnehmer bis zum Schluss konzentriert bei der Sache. Die Veranstalter hatten offensichtlich auf die richtigen Themen gesetzt. Ein großes Lob ging an die Organisatoren des SachverständigenForums, Antje Dyckerhoff (IWM) und Rudolf Voos (BAF). Beide erwiesen sich zudem als sympathische und kompetente Moderatoren, von denen sich die Teilnehmer gern durch die Veranstaltung führen ließen.

Wärmedämmung und Fassade – SachverständigenForum 2012

Wärmebrückenkatalog für Porenbeton konstruktionen online

Mehr als 150 Teilnehmer waren der Einladung zum SachverständigenForum 2012 am 16. November 2012 nach Schweinfurt gefolgt. Ausgerichtet wird das Forum vom Industrieverband WerkMörtel (IWM), Duisburg, und dem Bundesverband Ausbau und Fassade (BAF) im ZDB, Berlin. Peter Sarantis, Vorsitzender des IWM, erinnerte in seiner Eröffnungsansprache an den Beginn dieser Veranstaltungsreihe im Jahr 2005: „Der Zuspruch war auf Anhieb so groß, dass gar nicht alle Teilnehmer in den Saal passten.“ Bis heute habe sich das große Interesse an dieser gemeinsamen Arbeit erhalten, bestätigte der Vorsitzende des BAF, Jürgen Hilger. Einigkeit besteht auch bei der Initiative „Wärmedämmung mit Augenmaß“. Vor dem Hintergrund des aktuellen Verordnungsentwurfes zur neuen Energieeinsparverordnung plädierten Peter Sarantis und Jürgen Hilger für Steuererleichterungen als Anreiz zur energetischen Sanierung im Gebäudebestand. Zugleich warnten sie davor, im Bereich des Neubaus bewährte Bauweisen „auf dem Altar der Energieeinsparverordnung zu opfern“. Danach widmeten sich die Sachverständigen einer Reihe technischer und rechtlicher Themen rund um die Fassade. Wo liegen für den Sachverständigen die Fallstricke der Thermografie? Welche Anforderungen sind an den Putz zu stellen, wenn er als Untergrund für großformatige Platten und Fliesen dienen soll? Welche neuen Lösungen gibt es für den

Der neue Wärmebrückenkatalog für Baukonstruktionen aus Porenbeton ist auf der Homepage des Bundesverbandes Porenbetonindustrie e. V. unter www.bv-porenbeton online abrufbar. Das mehr als 1000seitige, mit Unterstützung des Fachbereichs Bauphysik der Fachhochschule Ostwestfalen-Lippe und Dipl.-Ing. Jürgen Lange, Ingenieurbüro für Fort- und Weiterbildung Paderborn, erarbeitete Nachschlagewerk löst den alten Wärmebrückenkatalog des Bundesverbandes von 2008 ab. Auf der Basis neuer, gebräuchlicher Baustoffkennwerte und geänderter Berechnungsvorschriften wurden für ca. 80 Bauteildurchdringungen in Gebäuden mit Wänden aus Porenbeton Wärmeverlustkoeffizienten und Temperaturfaktoren berechnet. Planer und Energieberater erhalten damit ein umfassendes Hilfsmittel, um die gemäß EnEV vorgeschriebene Berücksichtigung von Wärmebrücken bei der Berechnung des Gebäudeenergiebedarfes wesentlich genauer vorzunehmen als mit den ebenfalls zulässigen pauschalen Zuschlägen für Wärmebrücken. Die jeweiligen Wärmeverlustkoeffi zienten sind aus dem übersichtlichen, mit Detailzeichnungen ausgestatteten Katalog schnell und einfach zu entnehmen. Damit wird der Zeitaufwand für die detaillierte Ermittlung von Energieverlusten über Wärmebrücken erheblich reduziert. Gerade bei Porenbetonkon struktionen zeigt sich, dass erheblich geringere Wärmebrückeneinflüsse vorhan-

Firmen und Verbände

den sind, als sie sich bei Ansatz der bereits reduzierten Pauschale für Konstruktionen nach Beiblatt 2 der DIN 4108 ergeben. www.bv-porenbeton.de

Kalksandstein – Bemessung nach Eurocode 6 Im Januar 2012 sind die Nationalen Anhänge der Teile 1-1, 2 und 3 des Eurocode 6 veröffentlicht worden und dürfen seit 1. Juli 2012 durch bauaufsichtliche Einführung gleichwertig angewendet werden. Der Nationale Anhang zu Teil 1-2 (Tragwerksbemessung für den Brandfall) wird derzeit redaktionell fertiggestellt und soll im ersten Halbjahr 2013 veröffentlicht werden. Mit dem neuen KS-ORIGINAL-Themenheft erhalten Tragwerksplaner, Architekten sowie Studenten und Ausführende auf 40 Seiten aktuelle und um fassende Daten und Richtlinien zur Bemessung und Konstruktion von Mauerwerksbauten nach Eurocode 6. Dieser darf nach der Veröffentlichung ebenfalls unmittelbar gleichwertig angewendet werden. Bis zur endgültigen Aufnahme in die Liste der technischen Baubestimmungen und gleichzeitigen Zurückziehung der DIN 1053-1 müssen allerdings noch einige Zulassungen auf die Bemessung nach EC 6 umgestellt werden. Bis dahin gibt es eine Übergangsphase, in der der neue EC 6 als gleichwertige Lösung zur DIN 1053-1 anerkannt ist. Das bedeutet, der EC 6 kann bereits jetzt für die kalte Bemessung von Mauerwerk angewendet werden, wenn keine Brandschutzanforderungen an die betreffenden Bauteile gestellt werden. Nach Veröffentlichung des Nationalen Anhangs zum Teil 1-2 darf der Eurocode im vollen Umfang anstelle der DIN 1053-1 verwendet werden. Das Themenheft besitzt einen hohen Informationsgehalt und überzeugt gleichzeitig durch seine praktische Anwendung. Das Autorenteam Univ.-Prof. Dr.-Ing. Carl-Alexander Graubner und Michael Schmitt M.Sc., beide Technische Universität Darmstadt, haben alle neuen Regelungen auf Grundlage des aktuellen Standes der Normung übersichtlich und nachvollziehbar dargestellt. Zeichnungen machen die komplexe Materie durchschaubar und begreiflich. Übersichtliche Tabellen vereinfachen die Nachweisführung. Die Schrift ist in neun Abschnitte unterteilt. Nach einer Einführung und Erläuterungen zum Stand der Normung befassen sich die Autoren unter anderem mit der Nachweisführung auf Grundlage eines semiprobabilistischen Sicherheitskonzeptes sowie mit Festigkeits- und Verformungseigenschaften. Auch über-

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Firmen und Verbände / Wettbewerbe greifende Einwirkungsnormen, die im Zuge des neuen Eurocodes überarbeitet worden sind wie Wind-, Schnee- und Nutzlasten, werden in dem Themenheft beschrieben. Die Autoren setzen sich ferner mit der Aussteifung von Gebäuden und der Schnittgrößenermittlung auseinander. Die Bemessung von Aussteifungsscheiben nach dem genauen Berechnungsverfahren nach DIN EN 1996-1-1/NA:2012-0 und das vereinfachte Berechnungsverfahren in DIN EN 1996-5/NA:2012-01 werden explizit dargestellt. Auch auf die neue Bemessung von Teilauflagerung der Decke auf der Wand und die damit verbundene Lastexzentrizität wird ausführlich eingegangen. Last, but not least werden das Bemessen von Kellerwänden, Gewölben und sonstiger Bauteile sowie die bauliche Durchbildung von zum Beispiel Schlitzen und Aussparungen, Verbandsmauerwerk, Deckenauflager und Stumpfstoßtechnik erläutert. Hierzu gehören auch Regeln, die erstmals für die Bemessung von Mauerwerk aus großformatigen Steinen angewendet werden können. Verminderte Überbindemaße bis zur 0,2-fachen Steinhöhe sind jetzt erlaubt. Das Themenheft „Kalksandstein – Bemessung nach Eurocode 6“ kann unter www.ks-original.de heruntergeladen werden oder ist gegen eine Schutzgebühr von 5 € zu beziehen über: KS-ORIGINAL GMBH Fax: 0511/2795331 Infoline: 0800/7002070 Infofax: 0800/7002080 info@ks-original.de www.ks-original.de

Ingenieurpreis für wohngesundes Mehrfamilienhaus Zum siebenten Mal zeichnete die Bayerische Ingenieurekammer-Bau am 18. Januar 2013 im Rahmen der Messe „BAU 2013“ kreative bayerische Ingenieure im Bauwesen aus. Die Organisation würdigt damit deren „Beitrag zur ökonomischen und baukulturellen Entwicklung“ sowie „bedeutende Impulse für Zukunftsfähigkeit, Innovation und wirtschaftlichen Erfolg.“ Für die nachhaltige Nutzung von Gebäuden ist Wohngesundheit ein wichtiges Thema, das in den letzten Jahren stärker in den Fokus der Öffentlichkeit gerückt ist. Für ihr ganzheitlich schadstoffarmes Wohngebäude nach dem Konzept des Sentinel-Haus-Instituts wurde Bauunternehmerin Dipl.-Ing. (FH) Gisela Raab aus dem fränkischen Ebensfeld mit dem Ingenieurpreis der Bayerischen Ingenieurekammer-Bau ausgezeichnet. Jurymitglied Gert Karner würdigt den ungewöhnlichen Ansatz: „Ich

war froh, dass es ein Thema gab, das von dem Üblichen wie Standfestigkeit und Sicherheit von Bauwerken abweicht und auf die Bedürfnisse von Menschen direkt eingeht.“ Die Baubiologin wählte den PorotonZiegel T8-P als Wandbildner. Dank hochwärmedämmender Füllung aus dem natürlichen Mineral Perlit vereint er gesundheitliche und bauökologische Qualitäten mit hoher Wärmedämmung. „Den Menschen ist oft nicht bewusst, dass man schon bei der Baustoffauswahl darauf achten muss, welche Materialien verträglich sind und welche nicht“, betont Gisela Raab. Die anspruchsvollen und juristisch verbrieften Standards des Sentinel-Haus-Instituts garantieren, dass im fertigen Gebäude kaum Formaldehyd oder andere flüchtige organische Stoffe vorhanden sind. Dies bestätigte ein unabhängiger Experte nach Raumluftmessungen. Bereits 2008 ging die Deutsche Poroton als erster Verband von Baustoffherstellern eine Kooperation mit dem Sentinel-Haus-Institut ein, um gesundes Bauen und Wohnen für alle Beteiligten planbar und bezahlbar zu machen. So wurde noch im gleichen Jahr das europaweit erste Einfamilienhaus in Massivbauweise nach Sentinel-Haus-Konzept errichtet. 2012 folgte das erste SentinelMehrfamilienhaus Europas aus Ziegeln im fränkischen Bad Staffelstein. Beide Gebäude wurden mit perlitgefüllten Poroton-Ziegeln errichtet. Aufgrund ihrer geringen Emissionen bieten diese ökolo gischen Wandbaustoffe ideale Voraus setzungen für ein optimales Raumklima. Neben dem hohen Dämmwert sind Schallschutz und Abschirmverhalten gegen elektromagnetische Strahlen sowie ein geringer Feuchtigkeitseintrag in der Bauphase weitere Vorteile. „Damit empfehlen sich unsere Wandbildner für nachhaltige und energieeffiziente Gebäude, wie sie vom Gesetzgeber gefordert werden. Wir freuen uns, gemeinsam mit Frau Raab diesen Weg zu gehen und gratulieren ihr herzlich zur Auszeichnung der Bayerische IngenieurekammerBau. Ihr Engagement für das erste Sentinel-Mehrfamilienhaus hat uns sehr beeindruckt“, lobt Johannes Edmüller, Vorsitzender der Deutschen Poroton.

zeichnung zeichnet Arbeiten mit einer herausragenden architektonischen und gesamtplanerischen Qualität aus, die in den vergangenen vier Jahren in Brandenburg realisiert wurden. Aus den eingereichten 57 Arbeiten wählte im Oktober 2012 eine fünfköpfige Jury unter dem Vorsitz von Dr. Jürgen Tietz acht Arbeiten für diese Auszeichnung aus. Am 26. Oktober 2012 ist das Büro Heidenreich & Springer Architekten, Berlin, für die anspruchsvolle Sanierung und zeitgenössische Aufstockung des Sitzes der Bundesstiftung Baukultur mit dem BDA-Preis Brandenburg 2012 ausgezeichnet worden. „Der Stiftungssitz ist beispielhaft für einen angemessenen Umgang mit dem Gebäudebestand. Unser Dank gilt den Architekten und Fachplanern wie auch den Handwerkern, die zum Gelingen dieses Gebäudes beigetragen haben. Er gilt auch den Landschaftsarchitekten Weidinger, die dem Haus mit dem ,Garten der Baukultur‘ ein würdiges Entrée gegeben haben“, so Michael Braum, Vorstandsvorsitzender der Bundesstiftung Baukultur. Die Auszeichnung geht gleichermaßen an die Architekten und den Bauherren, den Sanierungsträger Potsdam, der die Baumaßnahme als Treuhänder der Landeshauptstadt durchführte. Im März 2011 war der Bundesstiftung nach 15-monatiger Bauzeit ihr neuer Sitz in der Schiffbauergasse 3 in Potsdam übergeben worden. Ziel des 2008 ausgelobten Wettbewerbs war es, ein vorbildhaftes Konzept für den Umbau, die Sanierung, den Innenausbau sowie die Freiraumgestaltung der 1895 errichteten „Husarenvilla“ auf dem Kulturstandort Schiffbauergasse zu entwickeln. Als Gewinner wurde das Team Springer Architekten (jetzt Heidenreich & Springer Architekten) zusammen mit Weidinger Landschaftsarchitekten, beide Berlin, mit der Realisierung beauftragt. Die Architekten entschlossen sich, die Grundstruktur des Altbaus bei der Sanierung beizubehalten. Neue Akzente setzen das erweiterte Treppenhaus und der großzügige Luftraum. Zusammen

Wettbewerbe Bundesstiftung Baukultur mit dem BDAPreis Brandenburg 2012 ausgezeichnet Nach 2004 und 2008 wurde in Jahr 2012 zum dritten Mal der BDA Preis „Auszeichnung guter Bauten im Land Brandenburg“ verliehen. Diese Aus-

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Wettbewerbe / Termine mit einem Veranstaltungsbereich im Erdgeschoss geben diese dem Gebäude einen offenen, kommunikativen Charakter. Ergänzend wurde mit einem zeitgenössischen Dachaufbau die Nutzfläche erweitert. Hier gehen die großformatigen Verglasungen und das neue Ziegelgittermauerwerk eine Symbiose zwischen Alt und Neu ein. Der BDA Brandenburg lobte bereits zum dritten Mal den Architekturpreis „Auszeichnung guter Bauten im Land Brandenburg“ aus. Prämiert werden Gebäude mit einer herausragenden architektonischen und gesamtplanerischen Qualität, worin Neubauten, umgebaute Bestandsgebäude, Ingenieurbauwerke, städtebauliche Ensembles und Außenraumgestaltungen eingeschlossen sind. Der Preis wird vom Ministerium für In frastruktur und Landwirtschaft unterstützt. Weitere Informationen rund um den Stiftungssitz sowie Veranstaltungen und Projekte unter www.bundesstiftung-baukultur.de.

Termine 45. Aachener Baustofftag Mauerwerk – Anwendung und neue Forschungsergebnisse Ort und Termin: Aachen, 21. März 2013 Themen: – Architekturmauerwerk – Biegezugfestigkeit von Mauerwerk – Bauproduktenverordnung – Konsequenzen für die Mauerwerkindustrie – Vergleichsrechnungen DIN 1053-1/ -100 und EC6/Na – Bemessung und Konstruktion von k ellerwänden – Vorgespantes Mauerwerk – Forschungsergebnisse und Vorschläge für die Bemessung – Temperatureinfluss auf Mehrschichtsysteme Auskünfte und Anmeldung: ibac – Institut für Bauforschung Dorothée Slaats Schinkelstraße 3 52062 Aachen Tel.: 0241/8095102 Fax: 0241/8092139

slaats@ibac.rwth-aachen.de www.ibac.rwth-aachen.de

Das „Rote Hamburg“ gestern und heute Auftaktveranstaltung zum Hamburger Backsteinforum Ort und Termin: Hamburg, 2. April 2013 Themen: – Perspektiven für das „Rote Hamburg“ zwischen Erhalt, Sanierung und Neubau – Über 30 Jahre dem Klinker verbunden! – Projekte in Hamburg und anderswo Auskünfte und Anmeldung: ZEBAU GmbH – Zentrum für Energie, Bauen, Architektur und Umwelt Anna Muche, M.Sc., Anna-M. Griefahn, M.A. Große Elbstraße 146 22767 Hamburg Tel.: 040/38038424 Fax: 040/38038429 anna.griefahn@zwebau.de

Mauerwerk-Kalender 2013 Bauen im Bestand Ort und Termin: 19. März 2013, Dresden Themen: – Eigenschaftswerte von Mauerwerk: Bauen im Bestand, Eurocode 6 – Untersuchung und Ertüchtigung von Mauerwerksbrücken – Feuchteschutz von Mauerwerk – Sanierung von historischem LehmMauerwerk: Beispiel Zitadelle Bam/ Iran – Instandsetzung von gerissenem Mauerwerk mit Spiralankern – Tragwerksbemessung für den Brandfall nach Eurocode 6 – Elbphilharmonie Hamburg: Statischkonstruktive und bauphysikalische Untersuchungen am Bestandsmauerwerk Kaispeicher A Anmeldung: Technische Universität Dresden Fakultät Architektur Lehrstuhl Tragwerksplanung 01062 Dresden Tel.: 0351/46335010 Fax: 0351/46337713 lehrstuhl.tragwerksplanung@mailbox.tudresden.de

Auskünfte: Frau Dipl.-Ing. (FH) Anke Eis Tel.: 0351-832960 Fax: 0351-8329640 a.eis@jaeger-ingenieure.de

39. Aachener Bausachverständigentage 2013 Bauen und Beurteilen im Bestand Ort und Termin: Aachen, 15. und 16. April 2013 Themen: – Besondere Anforderungen und Risiken für Planer beim Bauen im B estand – Auswirkungen der künftigen Energieeinsparverordnung auf das Bauen im Bestand – Zerstörende Untersuchungen durch den Bausachverständigen: Resümee zu einem langjährigen Juristenstreit – Risiken bei der Bestandsbeurteilung: zum notwendigen Umfang von Vor untersuchungen – Sachgerechte Anwendung der Bauthermografie – Messtechnische Bestimmung des U-Wertes vor Ort – Typische Fehlerquellen bei der Luftdichtheitsmessung – Erfahrungsbericht zur Feuchtemessung mit einem Mikrowellenmessgerät – Feuchtemessung zur Beurteilung eines Schimmelpilzrisikos, Bewertung erhöhter Feuchtegehalte – Radar- und Ultraschallmessungen: praktikable Methoden für den Bau sachverständigen? – Typische konstruktive Schwachstellen bei Aufstockung und Umnutzung – Das aktuelle Thema – Wärmedämmverbundsystem in der Diskussion – Die Restnutzungsdauer als Entscheidungskriterium bei Modernisierungen – Modernisierung gebäudetechnischer Anlagen – Energetisch modernisierte Gebäude ohne Lüftungssystem – ein Planungsfehler? Auskünfte und Anmeldung: AIBau – Aachener Institut für Bau schadensforschung und angewandte Bauphysik gemeinn. GmbH Theresienstraße 19 52072 Aachen Tel.: 0241/9105070 Fax: 0241/91050720 Tagung2013@aibau.de www.aibau.de

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Impressum Die Zeitschrift „Mauerwerk“ führt wissenschaftliche Forschung, tech nologische Innovation und architektonische Praxis in allen Facetten zur Imageverbesserung und Akzeptanzsteigerung des Mauerwerksbaus zusammen. Veröffentlicht werden Aufsätze und Berichte zu Mauer werk in Forschung und Entwicklung, europäischer Normung und tech nischen Regelwerken, bauaufsichtlichen Zulassungen und Neuent wicklungen, historischen und aktuellen Bauten in Theorie und Praxis. Mit der Annahme eines Manuskriptes erwirbt der Verlag Ernst & Sohn das ausschließliche Verlagsrecht. Grundsätzlich werden nur Arbeiten zur Veröffentlichung angenommen, deren Inhalt weder im In- noch im Ausland zuvor erschienen ist. Das Veröffentlichungsrecht für die zur Verfügung gestellten Bilder und Zeichnungen ist vom Ver fasser einzuholen. Der Verfasser verpflichtet sich, seinen Aufsatz nicht ohne ausdrückliche Genehmigung des Verlages Ernst & Sohn nach drucken zu lassen. Aufsätze, die ganz oder teilweise an anderer Stelle bereits veröffentlicht worden sind, oder Referate über solche Aufsätze können mit Quellenangabe für den Abschnitt Berichte angenommen werden. Für das Verhältnis zwischen Verfassser und Redaktion oder Verlag und für die Abfassung von Aufsätzen sind die „Hinweise für Autoren“ maßgebend. Diese können beim Verlag oder im Internet unter www.ernst-und-sohn.de abgerufen werden. Die in der Zeitschrift veröffentlichten Beiträge sind urheberrechtlich geschützt. Alle Rechte, insbesondere das der Übersetzung in fremde Sprachen, vorbehalten. Kein Teil dieser Zeitschrift darf ohne schrift liche Genehmigung des Verlages in irgendeiner Form – durch Fotoko pie, Mikrofilm oder andere Verfahren – reproduziert oder in eine von Maschinen, insbesondere von Datenverarbeitungsanlagen, verwend bare Sprache übertragen werden. Auch die Rechte der Wiedergabe durch Vortrag, Funk oder Fernsehsendung, im Magnettonverfahren oder auf ähnlichem Wege bleiben vorbehalten. Warenbezeichnungen, Handelsnamen oder Gebrauchsnamen, die in der Zeitschrift veröffent licht werden, sind nicht frei im Sinne der Markenschutz- und Warenzei chen-Gesetze zu betrachten, auch wenn sie nicht eigens als geschützte Bezeichnungen gekennzeichnet sind. Manuskripte sind an die Redaktion zu senden. Ankündigungen von Veranstaltungen sollten 12 Wochen vor dem Tagungstermin eingereicht werden. Redaktionsschluß ist jeweils 8 Wochen vor dem Erscheinungstermin. Auf Wunsch können von einzelnen Beiträgen Sonderdrucke herge stellt werden. Die Mindestauflage beträgt 100 Exemplare. Anfragen sind an den Verlag zu richten. Aktuelle Bezugspreise Die Zeitschrift „Mauerwerk“ erscheint mit 6 Ausgaben pro Jahr. Neben „Mauerwerk print“ steht „Mauerwerk online“ im PDF-Format über den Online-Dienst Wiley Online Library im Abonnement zur V erfügung. Bezugspreise

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Vorschau

Themen Heft 2/2013

Das Bundeskabinett hat die Eckdaten zur Novelle des Energieeinsparungsgesetzes (EnEG) und zur Energieeinsparverordnung (EnEV) verabschiedet. Während für Bestandsgebäude keine weiteren Anforderungsverschärfungen anstehen, müssen Neubauten in zwei Verordnungsschritten 2014 und 2016 je 12,5 % Primärenergie gegenüber dem derzeitigen Standard einsparen. Im Bereich des Mauerwerksbaus bedeutet dies eine Erhöhung der Wärmedämmung in gleicher Größenordnung, da unter Beibehaltung bewährter Heiztechnik kaum alternative Kompensationsmöglichkeiten bestehen. Wolfram Jäger Berechnung eines Gebäudes nach den Eurocodes – praktischer Ablauf der Integration von Mauerwerksbauteilen nach dem 01. 07. 2012 Anhand eines Anwendungsfalles wird die praktische Handhabung der Gleichwertigkeitserklärung für den EC 6 demonstriert und erläutert. Das Beispielgebäude wurde nach Eurocode berechnet. Für einzelne Wände sollen Steine eingesetzt werden,

deren allgemeine bauaufsichtliche Zulassung noch nicht auf den Eurocode 6 umgestellt worden sind. Der Beitrag soll helfen, dass auch in der Übergangszeit bis zur endgültigen bauaufsichtlichen Einführung des EC 6 dieser sicher angewendet werden kann. Volker Fux, Martin Schäfers, Olga Pekrul Neufassung von DIN 4108-2 – Sommerlicher Wärmeschutz mit Konstruktionen aus Kalksandstein Die Neuausgabe von DIN 4108-2 „Wärmeschutz und Energie-Einsparung in Gebäuden – Teil 2: Mindestanforderungen an den Wärmeschutz“ berücksichtigt neue Klimadatensätze des Deutschen Wetterdienstes sowie eine Karte mit neuen Sommerklimaregionen, die aus diesen geänderten klimatischen Randbedingungen resultiert. Darüber hinaus ist das vereinfachte Nachweisverfahren zum sommerlichen Wärmeschutz überarbeitet worden. Die bisherige Anforderungsgröße Übertemperaturstunden wurde durch die neue Anforderungsgröße Übertemperaturgradstunden ersetzt. Ziel der Überarbeitung ist eine bessere Abbildung der Realität durch das Prognose-Verfahren. Anhand der Betrachtung zweier Beispielräume wird der Einfluss der Wärmespei-

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cherkapazität der raumbegrenzenden Bauteile untersucht. Hierzu werden sowohl das vereinfachte Sonneneintragskennwert-Verfahren als auch dynamischthermische Simulationsrechnungen herangezogen. Frank Steinigen Beitragsserie: Eurocode 6 für Deutschland – Beispiele zur Bemessung von Mauerwerk. Bemessung einer Außenwand nach dem genaueren Verfahren des EC 6 Mit dieser Beitragsserie sollen unseren Lesern fortlaufend Beispiele für die Berechnung und Bemessung von Bauteilen aus Mauerwerk nach Eurocode 6 (DIN EN 1996-1-1 und -3 mit dem jeweiligen deutschen Nationalen Anhang) zur Verfügung gestellt werden, um dem Anwender die Einarbeitung in die neue Norm, die nunmehr seit 01. 07. 2012 in Deutschland angewendet werden darf, zu erleichtern. In dem Beitrag wird die Nachweisführung einer Außenwand in einem Mehrfamilienhaus nach Eurocode 6 mit NA vorgestellt. Es handelt sich dabei um einen Anwendungsfall mit kombinierter Beanspruchung aus Deckenverdrehung und Gebäudestabilisierung, bei dem der Nachweis der Doppelbiegung zu führen ist.

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Michael Gierga Novellierung des Energieeinsparungsgesetzes (EnEG) und der Energieeinsparverordnung (EnEV)

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…und aktuell an anderer Stelle 34. Jahrgang Dezember 2012 ISSN 0171-5445 A 1879

Heft 2/2013 Temperaturfeldberechnung aus einer Particle Image Velocimetry (PIV)-Messung einer natürlichen Auftriebsströmung Hygrothermische Gebäudesimulation gekoppelt mit Multizonen-Gebäudedurchströmungsmodell

– Sonderfälle des Trittschallschutzes, Teil 2 – Energieeffiziente Kühlung und thermischer Raumkomfort: acht europäische Nichtwohngebäude im Vergleich, Teil 1 – Neufassung Arbeitsstättenregel ASR A3.5 Raumtemperatur – Reaktive Brandschutzsysteme auf Stahlzuggliedern – Energieausweis nach deutschen und österreichischen Algorithmen – Klimaentlastung durch Massivholzbauarten, Teil 2 – Erhöhter Schallschutz – zur Neufassung VDI 4100:2012 – Planung des Schallschutzes im Geschosswohnungsbau

Methodik zur Unsicherheitsbewertung und Sensitivitätsanalyse für thermische Gebäudesimulationen

Kastenfenster-Optimierung im historischen Bestand Untersuchungen zum Einfluss der Verklebung auf den Diffusionswiderstand bei Einsatz von glutinbasierten Klebstoffen Energiekennzahlen für den Gebäudebestand

Die energetische Sanierung der Stadtbibliothek Nürnberg – Entwicklung des Energie- und Klimakonzepts mittels hygrothermischer Gebäudesimulation

Heft 3/2013 Minimierte Konstruktion, maximale Effekte – Zum Entwurf des neuen Hauptbahnhofs Stuttgart

A10 8-streifiger Ausbau mit Lärmschutzwänden mit Photovoltaik

Noord/Zuidlijn Amsterdam – Technische Innovationen beim Bau eines innerstädtischen Metrotunnels

Tiger and turtle

Brückenertüchtigung – eine notwendige Voraussetzung für ein zuverlässiges Fernstraßennetz

Überwerfungsbauwerke VleuGel, Utrecht Bauzustandsanalyse und Instandsetzung von Nagelbindern

Geotechnische Herausforderungen auf der Aus- und Neubaustrecke Nürnberg–Ebensfeld (VDE 8.1.1)

Heft 3/2013 Zur Planung und Ausführung von Ziegeldecken nach neuer DIN 1045-100 mit Eurocode 2

Bemessungskonzept für wärmedämmende Plattenanschlüsse mit Druckschublagern

Plattenbalken mit Querkraft-Verstärkung aus Textilbeton unter nicht vorwiegend ruhender Belastung

Bericht

Effizientes Vorspannen von CFK-Lamellen

Bauausführung von Betontragwerken nach DIN EN 13670 und DIN 1045-3 – Auswirkungen auf die Praxis

Heft 1/2013 Österreichische Tunnelbaukompetenz verbindet das Kaschmirtal und Indien Influence of the geological structure on the displacements measured ahead of the Šentvid tunnel face in small diameter exploratory tunnel

Stahlbau

82. Jahrgang Januar 2013 ISSN 0038-9145 A 6449

Eisenbahntunnel für das Umfahrungsprojekt Tiflis, Georgien Design of SCL Structures in London

Heft 3/2013 Die Waldschlößchenbrücke in Dresden – Ausführungsplanung des Überbaus Elbebrücke Schönebeck – Schrägseilbrücke mit Litzenbündelseilen (Teil 1): Konstruktion und Ausführung

– Nachhaltigkeitsbewertung von Stahl- und Verbundbrücken – Integrierte Verbunddecken für nachhaltige Stahlbauten – Stahl als Konstruktionswerkstoff für nachhaltige Bürogebäude – Energieoptimierte Gebäudehüllen für den Industriebau – Potenziale der Stahl(leicht)bauweise beim Bauen im Bestand – Nachhaltigkeitsbewertung stählerner Tragwerke Erneuerbarer Energien – Überdachung in Monocoque-Bauweise für den ZOB Schwäbisch Hall – Groutverbindungen bei Monopilegründungen von Offshore-WEA

Thirra Tunnel Albanien – mit einem klaren Konzept zum Erfolg

Neue Technologie für die Hängebrücke über die Saar in Mettlach Brückenfahrbahn aus Sandwich Plate System (SPS) Ersatzneubau für die Schnettkerbrücke in Dortmund – Teil 2: Bauausführung

Brücken in VFT-WIB-Bauweise mit Verbunddübelleisten Zum Tragverhalten von MCL-Verbunddübel unter statischer und zyklischer Belastung Tragverhalten von plattenartigen Tragelementen mit ein- und mehrlagigen Faltungen aus Feinblech Berichte Theory and Case Study of Vehicle Load Identification Based upon BWIM of Steel Truss (Änderungen vorbehalten)

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HRSG.: DEUTSCHER BETON- UND

B A U T E C H N I K - V E R E I N E . V.

B A U T E C H N I K - V E R E I N E . V. E T A L .

Set: Beispiele zur Bemessung nach DIN 1045 und Eurocode 2

Der Eurocode 2 für Deutschland DIN EN 1992-1-1 Bemessung und Konstruktion von Stahlbeton- und Spannbetontragwerken. Teil 1-1 Allgemeine Regeln für den Hochbau

Band 1: Hochbau 2011. 2 Bände, 660 S., Gb. € 79,–*

Gemeinsam herausgegeben von: BVPI, DBV, ISB, VBI

ISBN 978-3-433-02984-8 ■ Zur Einarbeitung in den Eurocode 2 legt der DBV Beispielsammlungen mit gängigen Bauteilen im Hochbau in zwölf vollständig durchgerechneten Beispielen vor. Beide Bände zusammen gestatten den direkten Vergleich der Bemessungsregeln und Ergebnisse nach DIN 1045 bzw. EC 2. Alle Beispiele sind sehr ausführlich behandelt, um viele Nachweismöglichkeiten vorzuführen.

Kommentierte und konsolidierte Fassung Mai 2011. ca. 400 S., Br. ca. € 118,–* Subskriptionspreis bis Erscheinen: ca. € 98,–* ISBN 978-3-433-01878-1 ■ Der Normentext von Eurocode 2, Teil 1-1 mit seinem Nationalen Anhang wurden zu einem durchgängig lesbaren, von überflüssigen Teilen befreiten Text zusammengefasst. Erläuterungen und Kommentare, Bemessungshilfsmittel und Beispiele helfen bei der Einarbeitung in das EC2-Regelwerk.

HUBERT BACHMANN,

KLAUS IDELBERGER

ALFRED STEINLE

Fußwegbrücken und Radwegbrücken

Precast Concrete Structures

Beispielsammlung

June 2011 approx. 280 pages, approx. 260 figures, approx. 15 tables, Hardcover. approx. € 79,–*

2011. 192 S., 351 Abb., Br. € 49,90*

ISBN 978-3-433-02960-2

ISBN 978-3-433-02937-4 KLAUS IDELBERGER

■ The book reflects the current situation in precast concrete construction. Besides general observations regarding building with precast concrete elements, the book focuses first and foremost on the boundary conditions for the design of precast concrete structures, loadbearing elements and facades. The book is a practical tool for engineers, but certainly also architects and students.

The World of Footbridges From the Utilitarian to the Spectacular April 2011. 192 pages., 351 fig., Hardcover. approx. € 69,–* ISBN 978-3-433-02943-5

HRSG.: KONRAD BERGMEISTER,

GÜNTER ROMBACH

FRANK FINGERLOOS,

SPANNBETONBAU

JOHANN-DIETRICH WÖRNER

April 2010 2., aktualisierte Auflage 608 S., 451 Abb., 75 Tab., Br. € 89,–*

Online-Bestellung: www.er nst-und-sohn.de

Beton-Kalender 2011 Schwerpunkte: Kraftwerke, Faserbeton 372 S., 931 Abb., 325 Tab., Gb. € 165,–* ISBN 978-3-433-02954-1 ■ Unter dem Schwerpunktthema „Kraftwerke“ behandelt der BetonKalender in mehreren Beiträgen Planung und Entwurf von baulichen Anlagen, die der Energiegewinnung der Zukunft – örtlich, regional und im internationalen Maßstab – dienen. Die Neufassung der DAfStbRichtlinie Stahlfaserbeton vom März 2010 ist Anlass, mit dem zweiten Schwerpunkt „Faserbeton“ alle Aspekte dieser Baustoffe und ihrer Anwendung in mehreren Beiträgen umfassend zu behandeln, darunter Originaltext der SFB-Richtlinie und Erläuterungen.

ISBN 978-3-433-02911-4 ■ In diesem Buch werden der Entwurf sowie die Bemessung und Konstruktion von vorgespannten Stahlbetontragwerken umfassend erläutert und die verschiedenen Spannverfahren und -systeme dargestellt. Es wird das Hintergrund- bzw. Grundlagenwissen vermittelt, welches für die Planung und Herstellung einer sicheren und dauerhaften Spannbetonkonstruktion notwendig ist. Die zahlreichen Neuerungen der letzten Jahre bei der Berechnung und konstruktiven Durchbildung von vorgespannten Stahlbetontragwerken sowie bei den Spannsystemen erforderten eine Aktualisierung der ersten Auflage des Buches.

Ernst & Sohn Verlag für Architektur und technische Wissenschaften GmbH & Co. KG

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* Der €-Preis gilt ausschließlich für Deutschland. Inkl. MwSt. zzgl. Versandkosten. Irrtum und Änderungen vorbehalten. 0212200006_dp

Fachliteratur zum Betonbau

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