Mauerwerk 01/2014 Free Sample Copy

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18. Jahrgang Februar 2014 ISSN 1432-3427 A 43283

Mauerwerk Zeitschrift für Technik und Architektur

– „Mörtelband“ – ein Mörtelsystem für Dünnbettmauerwerk – Formfaktoren für Mauersteine – Parkhaus mit perforierter Mauerwerksfassade – Zustimmungsverfahren für eine gelochte Parkhausfassade aus Klinkern – From disaster to present day: the resiliency of masonry following September 11, 2001

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Lässt jede gut aussehen.

Mit dem bewährten HALFEN Konsolanker HK4 hält Ihre Fassadenverblendung dauerhaft und optimal.

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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.

HALFEN · Engineering Support ·Technology Tel.: 0 21 ·73 / 970-90 · www.halfen.de HALFEN GmbHGmbH · International CompetenceCenter Tel.: 0 21 73 /35 970 - 9035 · www.halfen.de

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

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Inhalt

„Fünf Freunde“ haben die Zürcher Architekten esch.sintzel ihr Neubauprojekt genannt.

In einem Architekturwettbewerb haben sie sich gegen zehn Bewerber durchgesetzt.

Entstanden ist ein architektonisch anspruchsvoller Bau, der alle Forderungen und Wünsche von Bauherr und Kommune erfüllt.

Belohnt wurde das Ergebnis mit dem bedeutendsten Schweizer Architekturpreis, dem „Goldenen Hasen 2013“ (s. S. A4).

(Foto: Patrick Weber, Konstanz/Röben)

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Editorial 11

Wolfgang Brameshuber Nicht genormtes Architekturmauerwerk, Rationalisierung und 9/11 Fachthemen

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Wolfgang Brameshuber, Markus Graubohm Neues Mörtelsystem für Dünnbettmauerwerk – „Mörtelband“

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Wolfgang Brameshuber, Markus Graubohm Formfaktoren für Mauersteine

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Jon Prengel, Jürgen Medzech, Matthias Andres Parkhaus Jahrhunderthalle Bochum – eine perforierte Mauerwerksfassade für den Industriepark West

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Wolfgang Brameshuber, Dorothea Saenger Zustimmungsverfahren einer gelochten Parkhausfassade aus Klinkern

Bitte beachten: Die gedruckten Jahresinhaltsverzeichnisse 2013 erhalten unsere Abonnenten mit dieser Ausgabe.

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

18. Jahrgang Februar 2014, 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

Berichte 45

David T. Biggs From disaster to present day: the resiliency of masonry following September 11, 2001 Rubriken

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Aus der Lehre Veranstaltungen Fachliteratur Leserforum Wettbewerbe Firmen und Verbände Termine

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Produkte und Objekte

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www.wileyonlinelibrary.com, die Plattform für das Mauerwerk Online-Abonnement

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Wohnquartier Brunnmatt/Bern: Symbiose von Kreativität und Technik „Fünf Freunde“ haben die Zürcher Architekten esch.sintzel ihr Neubauprojekt genannt. In einem Architekturwettbewerb haben sie sich gegen zehn Bewerber durchgesetzt. Entstanden ist ein architektonisch anspruchsvoller Bau, der alle Forderungen und Wünsche von Bauherr und Kommune erfüllt.

Nachhaltige Bauweise, geringe Energiekosten, effizienter Unterhalt Nachhaltige Bauweise der Mietwohnungen, geringe Energiekosten und ein effizienter Unterhalt standen weiter auf der Agenda. Abgeschirmt werden sollte weiterhin die Lärm-Emission einer stark befahrenen Straße unmittelbar an einer Achse des Grundstückes.

Belohnt wurde das Ergebnis mit dem bedeutendsten Schweizer Architekturpreis, dem „Goldenen Hasen 2013“. „Bei allem Ernst, den der Wohnungsbau verlangt, bei aller Solidität, die die Backsteinfront ausstrahlt: Spielerisch meisterten die Architekten diese anspruchsvolle Aufgabe“, urteilte die Jury.

Als eines der herausragenden gestalterischen Elemente wünschten sich die Architekten eine Klinkerfassade. Die Architekten Philipp Esch und Stephan Sintzel hatten ganz bestimmte Vorstellungen von der Fassadengestaltung. Der Klinker sollte in seiner Farbigkeit der gebauten Umgebung entsprechen, sandfarben sein und unbehandelt, und so, wie er aus dem Ofen kommt, vermauert werden.

Bild 3. Philipp Esch entwickelte sehr genaue Vorstellungen von „seinem“ BRICKDESIGN® Stein in Zusammenarbeit dem Röben Klinkerwerk

Bild 4. Eckbereich mit Stürzen und Rollschichten aus Ziegel-Fertigteilen (Fotos: Patrick Weber, Konstanz/Röben)

Diskussion und Test im Röben Versuchslabor

Bild 1. Die Röben BRICK-DESIGN® Sondersortierung BRUNNMATT integriert das Objekt in die von Sandfarben geprägte Bebauung der Umgebung und vermittelt beinahe den Eindruck, als hätte es schon immer hier gestanden

Die Architekten wurden in das Röben Klinkerwerk in Bannberscheid eingeladen. Hier wurden mit den Keramik-Ingenieuren die Möglichkeiten, die der Produktionsprozess bietet, aber auch vereitelt, im Versuchslabor diskutiert und getestet. Esch führte genau Protokoll über das, was machbar ist und darüber, wo die natürlichen Grenzen des Rohstoffes liegen.

Nach den ganz konkreten Vorstellungen der Architekten wurde dann eine Rezeptur für die Tonmischung entwickelt und erste Muster gebrannt. Das beste Resultat wurde auf der Baustelle in Bern in einer großen Musterwand aufgemauert und mit dem Bauherrn diskutiert. Das Ergebnis wurde sehr gut aufgenommen und so war ein neuer Klinker entstanden – der „Brunnmatt“.

Er ist eine ideale Symbiose aus Kreativität und dem Ausschöpfen der Möglichkeiten, die Technik und Natur bieten und damit ein typisches Resultat von Röben BRICK-DESIGN®, bei dem Planende und Techniker gemeinsam das Wunschprodukt entwickeln.

Beim „Brunnmatt“ wird speziell auf das harte, spröde Material eingegangen, in dem z. B. der Architekt ganz bewusst Abplatzungen an den Kanten akzeptiert und diese Rauheit im Mauerwerk noch durch eine rustikal abgezogene und nicht verdichtete Mörtelfuge unterstreicht. Die gewählte Farbe integriert das Objekt in die von Sandfarben geprägte Bebauung der Umgebung und vermittelt beinahe den Eindruck, als hätte es schon immer hier gestanden.

Sonne, Ruhe, Abstand Bild 2. Die insgesamt 95 Wohneinheiten, im Wechsel von Duplex- und Etagentypen angelegt, haben jeweils mindestens zwei, mehrheitlich sogar drei Ausrichtungen

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Aber nicht nur die Fassade ist ungewöhnlich, sondern auch das Wohnkonzept. Sonne, Ruhe, Abstand: Diese Kernanliegen be-

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UNTERSTÜTZT VON

stimmen das besondere Gefüge der Wohneinheiten im Wechsel von Duplex- und Etagentypen. Die Wohnungen winden sich um das Treppenhaus und durchmessen die Tiefe des Baukörpers.

Der Name „Fünf Freunde“ ist dabei nicht nur ein netter Begriff, sondern Programm.

Um die Lärm-Emissionen der Umgebung abzuschirmen, ohne dass die Wohnungen sich von der Sonnenseite abwenden, strecken sich die Wohneinheiten wie Pflanzenkeime Richtung Mittagslicht oder orientieren sich als Parkwohnungen zur Morgen- und Abendsonne.

Damit möglichst viele Einheiten vom ruhigen, grünen Parkraum profitieren, wirft die Hoffassade fünf „Falten“, während die Fassade zur Straße hin straff gespannt ist. In jeder dieser „Falten“ haben vier Wohnungen je Stockwerk Platz.

Diese gebündelte Erschließung gewährleistet weite Abstände und vermittelt jedem Bewohner das Gefühl, am Park zu wohnen.

ENERGIEEFFIZIENTES MODERNISIEREN, SANIEREN UND BAUEN

Fassadenkonzept spart Baukosten Die Wirtschaftlichkeit der Fassade konnte Röben über das Konzept einer Kombination aus aufgelegten Fertigteilen und speziellen Befestigungen des konventionell erstellten Mauerwerkes erzielen. Sie ermöglichten das kostengünstige Errichten der Fassade ohne teure Abfangungen vom Fundament bis zur Attika.

Es musste dabei sichergestellt werden, dass die thermische Ausdehnung auf bis zu 18 m Höhe in den Befestigungen aufgenommen werden können und Zwangspunkte in der Fassade vermieden werden.

Für die Realisierung wurde eine große Zahl von Fertigbauteilen in unterschiedlichen Funktionalitäten entwickelt: Vor allem Brüstungs- und Attikaelemente sowie die große Zahl vorgefertigter Stürze und diverse Mauerwerksabdeckungen haben den Baufortschritt erheblich beschleunigt und die Kosten gesenkt.

Weitere Informationen: Röben Tonbaustoffe GmbH, Postfach 1209, 26330 Zetel Tel. 04452/880, Fax: 04452/245 info@roeben.com www.roeben.com

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Innendämmung mit dem iQ-Therm-System

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ÖKOLOGISCHE BAUKOMPONENTEN HEIZUNGS- UND ANLAGENTECHNIK REGENERATIVE ENERGIEN ENERGIEDIENSTLEISTUNGEN

©DEPI

Mit der „intelligenten” Innendämmung iQ-Therm können alle Gebäude unter Denkmal- und Ensembleschutz, mit Klinker- und Natursteinfassaden sowie hochwertigen Stuck/Putz-Fassaden nach den neuesten Anforderungen der Energieeinsparverordnung gedämmt werden, ohne die Fassaden zu verändern. „Intelligent” ist das Konzept durch die Verbindung von Kapillarität, Wärmedämmung und Luftfeuchtigkeitsregulierung in einem einzigen System. Es basiert auf der Anwendungssicherheit bewährter kapillaraktiver Calciumsilikatwerkstoffe und der hohen Wärmedämmleistung organischer Schäume. Das Kernprodukt ist eine hoch dämmende Polyurethanschaumplatte mit regelmäßigen, senkrecht zur Oberfläche stehenden Lochungen, verfüllt mit einem hoch kapillaraktiven mineralischen Mörtel. Die Platten werden mit einem abgestimmten mineralischen Klebemörtel auf die Innenwandoberflächen angekoppelt und abschließend mit einem porosierten mineralischen Leichtmörtel überputzt, der mit einer Dicke von 10 bis 15 mm die Sorptions- und Installationsschicht darstellt. iQ-Therm ist durch seine nach innen gerichteten Kapillarkräfte und der Fähigkeit, Feuchtigkeit durch seine Poren zu leiten, in der Lage, Wasser aus der Konstruktion zurück an die raumseitige Oberfläche zu transportieren. Von hier aus kann es in den Raum zurück verdunsten und bei Lüftung entschwinden. Die

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Thermoziegel – Neue Verfüllanlage und komplettes System-Sortiment

Die iQ-Therm-Platten, verfügbar in den Plattendicken 30, 50 und 80 mm, werden mit einem abgestimmten mineralischen Klebemörtel auf die Innenwandflächen angekoppelt und abschließend mit einem porosierten mineralischen Leichtmörtel überputzt

hygroskopische Speicherfähigkeit des Materials puffert so die Feuchtespitzen der Innenraumluft ab zur Regulierung des Innenklimas.

Verfügbar hierfür sind Plattendicken von 30, 50 und 80 mm. Um die verschärften Anforderungen der EnEV mit geringsten Aufbauhöhen erfüllen zu können, hat die Remmers Baustofftechnik aus Löningen speziell auch für das Sichtfachwerk und die Schimmelsanierung mit der 30 mm dicken Innendämmplatte iQ-Therm 30 eine Variante zu der bewährten iQ-Therm 50 und iQ-Therm 80 entwickelt.

Die 30-mm-Platte bietet ebenfalls den einzigartigen kapillaren Wärmeschutz mit dem bekannten lambda-Wert von 0,031 W/(mK).

Der Vorteil: Die geforderte Wärmedämmung erfolgt mit einem wesentlich schlankeren Aufbau als bei vergleichbaren Systemen.

Da die Kapillaraktivität des Gesamtsystems iQ-Therm von ausschlaggebender Bedeutung ist, musste bislang auf ein Finish mit Tapeten verzichtet werden. Üblich war eine Schlussbeschichtung der glatt gespachtelten Flächen mit der Spezialfarbe iQ-Paint.

Dazu gibt es jetzt eine Alternative. Ab sofort können auch die glasfaserbasierten Wandbeläge „Systexx by Vitrulan“ im Gesamtsystem iQ-Therm eingesetzt werden. Es ist der derzeit einzige Wandbelag mit geprüften Sd-Werten.

Der erreichbare Sanierungserfolg bei den unterschiedlichen Umfassungskonstruktionen kann von Planern und Energieberatern mit der Spezial-Software iQ-Lator nach DIN 4108-3 vorab berechnet werden. Im Gegensatz zum traditionellen Glaserschema wird dabei auch der Flüssigwassertransport berücksichtigt. Damit lassen sich Aussagen über die Ausbreitung des inneren Kondensats treffen.

Ein weiteres Highlight innerhalb des Innendämm-Systems ist eine wärmereflektierende Funktionsbeschichtung für Innenwände. iQ-Paint IR ist speziell für die Endbeschichtung im iQ-ThermSystem sowie den angrenzenden Bereichen der sanierten Flächen entwickelt worden. Durch die Reflexion (fast 50 %) aller im Raum befindlichen Wärmequellen, wie z. B. elektronische Geräte, Kerzen oder Menschen, heizt der Raum schneller auf. Untersuchungen der Bauhausuniversität Weimar zufolge kann die Energieeinsparung durch eine wärmereflektierende Wandfarbe im Altbau bis zu 23 % betragen.

Jens Engel, Produktmanager Energetische Sanierung Weitere Informationen: Remmers Baustofftechnik GmbH Bernhard-Remmers-Straße 13, 49624 Löningen www.remmers.de

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Die Röben Tonbaustoffe GmbH hat in ihrem Thermoziegel-Werk in Reetz/Brandenburg eine neue Verfüllanlage errichtet, mit der die Mineralwollblöcke passgenau in die Luftkammern der porosierten Ziegel eingefügt werden. Mit der Fertigstellung der Anlage hat Röben sein Thermoziegel-Sortiment erheblich erweitert und bietet seinen Kunden ein komplettes Rundum-Ziegelsystem für gesundes und energiesparendes Wohnen.

Thermo-Planziegel mit integrierter Mineralwolldämmung bietet Röben als TV 7, TV 8, TV 9 und TV 10 an. Der neue TV 7 ermöglicht mit seinem Wärmeleitwert von 0,07 W/(mK) den Bau monolithischer Außenwände mit einem U-Wert von bis zu 0,16 W/(m2K) und ist sogar ohne Zusatzdämmung für staatlich geförderte KfW-Effizienzhäuser geeignet.

Thermoziegel-Sortiment von Röben

Die kapillare Struktur der Thermoziegel garantiert darüber hinaus einen natürlichen Feuchteausgleich. Die Ziegel sind diffusionsoffen, nehmen Feuchtigkeit aus dem Raum auf und geben sie ebenso leicht wieder an die Raumluft ab. Die Wandoberfläche bleibt dadurch trocken. Auch die unvermeidliche Baufeuchte geben die Thermoziegel um ein Vielfaches schneller ab als andere Baustoffe. Diese bauphysikalischen Eigenschaften verhindern Schimmelbefall an den Wänden und schaffen ein angenehmes Raumklima.

Röben bietet damit ein komplettes Thermoziegel-Programm mit Produkten aller erforderlichen Dicken und Formate sowie umfangreiche Systemergänzungen und Zubehör, das ein homogenes Mauerwerk ohne Schwachstellen und Wärmebrücken garantiert.

Zur Röben-Gruppe mit Sitz im friesischen Zetel gehören insgesamt 14 Werke in Deutschland, Polen und den USA mit rund 1 500 Mitarbeitern. Das Sortiment umfasst Klinker und Klinkerriemchen, Tondachziegel, Thermoziegel, Feinsteinzeug für Industrieböden, Pflasterklinker sowie Ziegel-Fertigbauteile. Darüber hinaus unterstützt der Röben Planungsservice den Architekten bei der Ausarbeitung der Fassaden-Statik, Kalkulation und Ausschreibung.

Weitere Informationen: Röben Tonbaustoffe GmbH Postfach 1209, 26330 Zetel Tel.: 04452/880, Fax: 04452/88245 info@roeben.com www.roeben.com

Mauerwerk 18 (2014), Heft 1

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Produkte & Dienstleistungen Abfangungen

Befestigungstechnik

Dämmstoffe ■

Fassadenbefestigungen

Mauerwerksabfangungen

Zweischaliges Mauerwerk

Abt. Fassadenbefestigungen für Mauerwerk + Beton Eggeweg 2a 32139 Spenge Tel. (0 52 25) 87 99-0 Fax (0 52 25) 67 10 E-Mail: info@modersohn.de Internet: www.mfixings.de MOSO-Fassadenbefestigungen MOSO-Fertigteilsturzbefestigungen MOSO-Lochband Mauerwerksbewehrung Luftschichtanker Gerüstverankerungen MOSO-MBA-CE Ankerschienen MOSO-Fertigteilbefestigungen Konsolanker bis 25 kN Fassadenplattenanker bis 56 kN

Fassadenbefestigungen

Abt. Mauerwerksbefestigungen 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

Fassadenbefestigungen

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

Abt. Fassadenbefestigungen für Mauerwerk + Beton

Ankerschienen

Eggeweg 2a 32139 Spenge Tel. (0 52 25) 87 99-0 Fax (0 52 25) 67 10 E-Mail: info@modersohn.de Internet: www.mfixings.de MOSO-Fassadenbefestigungen MOSO-Lochband Mauerwerksbewehrung Luftschichtanker Gerüstverankerungen MOSO-MBA-CE Ankerschienen MOSO-Fertigteilbefestigungen Konsolanker bis 25 kN Fassadenplattenanker bis 56 kN

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

Fassadenbefestigungen

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 Fassadenbefestigungen

Bewehrungselemente

Abt. Mauerwerksbefestigungen

Fassadenbefestigungen

Abt. Betonbefestigungen

Abt. Mauerwerksbefestigungen

Industriestraße 23 32139 Spenge Tel. (0 52 25) 87 99-0 Fax (0 52 25) 87 99-382 E-Mail: info@modersohn.de Internet: www.mfixings.de

Eggeweg 2a 32139 Spenge Tel. (0 52 25) 87 99-0 Fax (0 52 25) 67 10 E-Mail: info@modersohn.de Internet: www.mfixings.de

MOSO-MBA-CE Ankerschienen MOSO-Fertigteilbefestigungen Konsolanker bis 25 kN Fassadenplattenanker bis 56 kN

MOSO-Lochband Mauerwerksbewehrung MOSO-Fassadenbefestigungen Nadelanker Rippentorstahlbewehrung Gewindestangen bis 3 m Verbundmörtel und Dübelsysteme Gerüstverankerungen

Eggeweg 2a 32139 Spenge Tel. (0 52 25) 87 99-0 Fax (0 52 25) 67 10 E-Mail: info@modersohn.de Internet: www.mfixings.de MOSO-Maueranschlussanker Mauerverbinder MOSO-Windpost-Befestigungen MOSO-Fassadenbefestigungen MOSO-Lochband Mauerwerksbewehrung Luftschichtanker

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Mauerwerksanschlüsse Fassadenbefestigungen

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Mauerwerkssanierung Rubersteinwerk GmbH Michelner Straße 7–9 09350 Lichtenstein Tel.: +49 (0) 3 72 04 63 5-0 Fax: +49 (0) 3 72 04 63 5-21 www.ruberstein.de www.spiralankersystem.de Risssanierung mit dem Ruberstein® Spiralankersystem, Abdichtungen u. Beschichtungen für das Mauerwerk

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Kontakt: Sylvie Krüger, Tel. (0 30) 4 70 31-2 60, Fax (0 30) 4 70 31-2 30

Mauerwerk 18 (2014), Heft 1

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Verankerungen Fassadenbefestigungen

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Bemessen, Bewehren, Befestigen – Mauerwerk-Kalender 2014

Wolfram Jäger Mauerwerk-Kalender 2014 Bemessen, Bewehren, Befestigen 2014. ca. 700 S. ca. € 144,– Fortsetzungspreis: ca. € 124,– ISBN 978-3-433-03070-7 Erscheint Frühjahr 2014

Im Jahr der bauaufsichtlichen Einführung des Eurocode 6 gibt der Mauerwerk-Kalender nützliche Praxishilfen für dessen Anwendung aus erster Hand. Für das vereinfachte Verfahren werden nützliche Anwendungshilfen gegeben und Beispiele durchgerechnet. Einen weiteren Schwerpunkt bildet die Erläuterung verschiedener Formen von bewehrtem Mauerwerk.

Außerdem werden in mehreren umfangreichen Beiträgen Befestigungen in Mauerwerk erörtert.

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Editorial

Nicht genormtes Architekturmauerwerk, Rationalisierung und 9/11 Liebe Leser, das Heft 1 des Jahres 2014 ist für mich, und ich hoffe auch für Sie, insofern etwas Besonderes, da neben technischen Artikeln zu Neuentwicklungen auf dem Mörtelsektor und Erläuterungen zu Formbeiwerten ausführlich über die Möglichkeiten, nicht genormtes Architekturmauerwerk in der Praxis umzusetzen, berichtet wird. Das Ganze wird mit einem ungewöhnlichen Beitrag zu den Anschlägen 09/11 in New York aus der Sicht des Mauerwerks abgerundet.

Die Vereinfachung und Rationalisierung der Mauerwerkherstellung bei Verbesserung der Qualität hat zur Entwicklung eines Mörtelbands geführt, bei dem das Mischen des Mörtels und der Auftrag mit dem Mörtelschlitten auf der Baustelle entfallen können. Es wird über die notwendigen Zulassungsversuche und ein Anwendungsbeispiel berichtet. Das Thema Formfaktoren für die korrekte Ermittlung der im Mauerwerk ansetzbaren Steindruckfestigkeit divergiert in der europäischen Diskussion zur Normung.

Für Vollsteine wurden in einem ersten Schritt im Rahmen einer sehr aufwändigen experimentellen Studie die maßgebenden Einflussfaktoren herausgearbeitet. Diese Studie wird hier erstmalig vorgestellt und ist eine Grundlage für weitere Forschung zu Formfaktoren von Lochsteinen.

Mauerwerk in nicht normgerechter Ausführung, z. B. als Lochfassade, ist im Hinblick auf die Tragfähigkeit, die Dauerhaftigkeit und die Ausführung im Zuge einer Zustimmung im Einzelfall zu behandeln. Am Beispiel der Fas-

sade für ein Parkhaus wird sowohl das architektonische Konzept als auch das Verfahren der Zustimmung im Einzelfall erläutert. Wenn alle Beteiligten über den hierfür erforderlichen Weg Bescheid wissen, lassen sich solche Zustimmungen der zuständigen Baubehörden zu Sonderbauweisen unbürokratisch und sicher erreichen. So wird die Anwendungsvielfalt der Architektur auch für Mauerwerk zugänglich gemacht.

Abschließend ein paar Bemerkungen zu dem Artikel von David Biggs. Wir alle erinnern uns an die furchtbaren Bilder am 11. September 2001. Ich war damals in Leipzig und es liefen die Berufungsvorträge für die Nachfolge von Gerdt König. Im Februar 2008 gab es auf der IB2MaC/ Australasian Masonry Conference in Sydney einen Plenarvortrag von David Biggs zu den Vorteilen des Mauerwerkbaus in Bezug zu den durch den Anschlag entstandenen Bauschäden an den Gebäuden in unmittelbarer Nähe der Zwillingstürme. Diesen Beitrag des Gutachters David Biggs, der unmittelbar an der Schadensanalyse beteiligt war, wollte ich Ihnen, liebe Leser der Zeitschrift Mauerwerk, nicht vorenthalten, denn nicht jeder konnte die Tagung in Australien besuchen.

Viel Freude beim Lesen wünscht

Ihr Wolfgang Brameshuber ibac – Institut für Bauforschung RWTH Aachen University

© Ernst & Sohn Verlag für Architektur und technische Wissenschaften GmbH & Co. KG, Berlin · Mauerwerk 18 (2014), Heft 1

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Fachthemen Wolfgang Brameshuber Markus Graubohm

DOI: 10.1002/dama.201400605

Neues Mörtelsystem für Dünnbettmauerwerk – „Mörtelband“ Vorgestellt wird eine Neuentwicklung im Bereich der Dünnbettmörtel. Es handelt sich hierbei um ein Mörtelband, das im trockenen Zustand auf die Lagerfugenfläche von Planhochlochziegeln aufgelegt und im Anschluss mit einer festgelegten Menge Wasser aktiviert wird. Das Mörtelband besteht aus einem Glasfasergewebe und Trockenmörtel, welcher durch einen wasserlöslichen Schmelzkleber zusammengehalten wird. Das in die Mörtelplatten eingelegte Gewebe dient dabei lediglich einer erhöhten Stabilität der Mörtelplatten beim Vermauern. In diesem Artikel werden zunächst die im Rahmen des Zulassungsverfahrens durchgeführten Untersuchungen beschrieben. Weiterhin wird die Vorgehensweise bei einer Zustimmung im Einzelfall anhand eines Praxisbeispiels aufgezeigt, bei dem das Mörtelband bereits zum Einsatz gekommen ist.

New mortar system for thin layer mortar masonry – “mortar pad”.

A new development in the field of thin layer mortars is presented.

This is a mortar pad which is placed in the dry state on the bed joint area of high precision hollow clay units and which is subsequently activated with a defined amount of water. The mortar pad consists of a fibre glass reinforcement and dry mortar which is kept together by a water-soluble hot melt adhesive. The fabric placed in the mortar pads only serves to increase the stability of the mortar pads while laying on the units. In this paper, at first the examinations carried out within the framework of the approval procedure are described. Moreover, it is shown how an approval in the individual case is obtained using a practical example where the mortar pad has already been used.

1 Einleitung Die Mauerwerkbauweise wurde in den letzten Jahrzehnten sowohl in Bezug auf die eingesetzten Materialien als auch die angewendeten Verfahren stetig weiterentwickelt und damit an die sich verändernden bauphysikalischen Anforderungen sowie wirtschaftliche und ökologische Einflussfaktoren angepasst.

Dies betrifft nicht nur die Mauersteine. Auch Mauermörtel unterliegen in gleichem Maße einem fortlaufenden technischen Optimierungsprozess. Mittlerweile hat sich der Mörtelauftrag im Dünnbettverfahren vor allem im Hintermauerbereich durchgesetzt und stellt in Verbindung mit den heutzutage sehr maßgenauen Plansteinen bzw. Planelementen ein sehr ausführungssicheres und zeiteffizientes Verfahren für die Herstellung von Mauerwerk dar. Die im deckelnden Auftragsverfahren realisierbare vollflächige,

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geschlossene Mörtelfuge hat den Vorteil, dass die Wandtragfähigkeit durch die verbesserten Verbundeigenschaften zwischen Mauerstein und Mauermörtel erhöht wird. Darüber hinaus werden Mörtelverluste reduziert, Luftbewegungen im Mauerwerk verhindert und die schalltechnischen Eigenschaften verbessert. Dennoch gibt es einige Aspekte bezüglich der Anlieferung und der Handhabung bei der Verarbeitung von herkömmlichen Dünnbettmörteln, die noch Optimierungspotenzial bieten.

Bislang wird der Trockenmörtel üblicherweise entweder in kleinen Transportsilos oder als Sackware auf die Baustelle angeliefert. Bei ersterer Variante wird der Trockenmörtel über ein Auslassventil und eine Förderschnecke mit Wasser vermengt, im zweiten Fall muss der Mörtel mittels eines Handquirls mit Wasser angemischt werden. Bei beiden Lieferformen wird der Mörtel nach dem Anmischen mit Wasser üblicherweise mit einem Mörtelschlitten auf den Steinlagen aufgebracht. Sowohl bei der Herstellung als auch beim Auftrag des Frischmörtels werden Werkzeuge verschmutzt, die jeden Tag bzw. unmittelbar nach Gebrauch sorgfältig gereinigt werden müssen. Weiterhin muss der Mörtel in der Regel vom Ort des Anmischens zum Verarbeitungsplatz transportiert werden. Diese Tätigkeiten sind natürlich mit einem hohen Zeit- und somit auch Kostenaufwand verbunden, der gerade vor dem Hintergrund eines zu erwartenden Fachkräftemangels am Bau möglichst minimiert werden sollte.

In Zusammenarbeit eines Trockenmörtelherstellers mit einem Ziegelhersteller wurde in den letzten Jahren ein neues Mörtelsystem für Dünnbettmauerwerk entwickelt, welches sich grundlegend von den bislang am Markt verfügbaren Dünnbettmörteln bzw. deren Auftragsvarianten unterscheidet. Bei dem neuentwickelten Mörtelsystem handelt es sich um eine werkseitig vorgefertigte Mörtelplatte, auch „Mörtelband“ genannt. Diese besteht aus einem Glasfasergewebe und Trockenmörtel, welcher durch einen wasserlöslichen Schmelzkleber zusammengehalten wird. Das in die Mörtelplatten eingelegte Gewebe sorgt dabei nur für eine erhöhte Stabilität der Mörtelplatten beim Vermauern.

Das Mörtelband wird im trockenen Zustand auf die Lagerfugenfläche des Planziegels aufgelegt. Durch Bewässern weicht die Mörtelplatte zunächst auf und der hydraulische Abbindevorgang wird ausgelöst. Kurze Zeit später kann schon die nächste Steinlage aufgesetzt werden. Es entsteht eine 1 bis 3 mm dicke vollflächige Mörtelfuge, die analog zu herkömmlichen mineralischen Mauermörteln hydrau-

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lisch abbindet. Im erhärteten Zustand sind die Festigkeitseigenschaften des Mörtelbands mit bewährten am Markt verfügbaren Dünnbettmörteln vergleichbar.

Anfang des Jahres 2012 wurde das Institut für Bauforschung Aachen (ibac) mit umfangreichen Untersuchungen an Mauerwerk aus Planhochlochziegeln mit dem Mörtelband beauftragt, um die nötigen Grundlagen für die Erlangung einer allgemeinen bauaufsichtlichen Zulassung (abZ) für das neuentwickelte Mörtelsystem zu schaffen. Der vorliegende Beitrag soll zunächst einen Überblick über das für das Zulassungsverfahren mit der Bauaufsicht abgestimmte Versuchsprogramm geben und die im Rahmen der Bearbeitung des Projektes erzielten wesentlichen Untersuchungsergebnisse vorstellen.

Weiterhin wird in dieser Veröffentlichung die Vorgehensweise bei einer Zustimmung im Einzelfall (ZiE) anhand eines Praxisbeispiels aufgezeigt, bei dem das Mörtelband bereits in Bayern beim Neubau eines Einfamilienhauses zum Einsatz gekommen ist. Die ZiE war für das vorliegende Bauvorhaben erforderlich, da es sich bei dem eingesetzten Mörtelband um ein nicht genormtes Bauprodukt handelt und die beantragte allgemeine bauaufsichtliche Zulassung zum Zeitpunkt des Baubeginns noch nicht erteilt war.

2 Verfahren für die Erlangung einer abZ 2.1 Versuchsprogramm Die Abstimmung des Versuchsprogramms für die Zulassungsuntersuchungen erfolgte in Absprache mit dem Auftraggeber und dem Deutschen Institut für Bautechnik (DIBt), Berlin. Das Versuchsprogramm umfasste Untersuchungen an Mauersteinen, an dem für die Herstellung des Mörtelbands verwendeten Trockenmörtel, an Verbundprüfkörpern sowie an Mauerwerkprüfkörpern.

Im Rahmen der Untersuchungen zum Verbundverhalten wurden zunächst Haftscherversuche an 2-Stein-Prüfkörpern nach DIN 18555-5 [1] durchgeführt. Die Untersuchungen erfolgten mit dem Kalksand-Referenzstein in Kombination mit dem Mörtelband mit und ohne Gewebe und vergleichend dazu mit einem handelsüblichen Dünnbettmörtel als Referenz. Parallel dazu wurden die Haftscherfestigkeit ohne Auflast senkrecht zur Lagerfuge an 3-Stein-Prüfkörpern nach DIN EN 1052-3 [2] und die zentrische Haftzugfestigkeit an 2-Stein-Prüfkörpern geprüft.

Die Herstellung dieser Prüfkörper erfolgte mit einem Planhochlochziegel in Kombination mit dem Mörtelband und vergleichsweise mit einem Dünnbettmörtel.

Bild 1. Planhochlochziegel Fig. 1. High precision hollow clay unit

Weiterhin wurden zentrische Druckversuche an kleinen Mauerwerkwänden nach DIN EN 1052-1 [3] durchgeführt. Die Untersuchungen erfolgten mit dem ausgewählten Planhochlochziegel in Kombination mit dem Mörtelband, der für die Herstellung des Mörtelbands verwendeten Trockenmörtelmischung (ohne Gewebe) und dem herkömmlichen Dünnbettmörtel. Gemäß dem Versuchsprogramm des DIBt war weiterhin die Biegezugfestigkeit parallel und rechtwinklig zur Lagerfuge an kleinen Wänden in Anlehnung an DIN EN 1052-2 [4] zu bestimmen. Die Versuche wurden mit dem ausgewählten Planhochlochziegel in Kombination mit dem Mörtelband und dem Dünnbettmörtel durchgeführt.

2.2 Verwendete Materialien und deren Eigenschaften 2.2.1 Mauersteine Für den überwiegenden Teil der Untersuchungen wurden Planhochlochziegel mit der Kurzbezeichnung PHLz100,75-12DF verwendet. Nur die Haftscherversuche nach DIN 18555-5 [1] erfolgten mit dem beim Nachweis der Verbundfestigkeit nach DIN V 18580 [5] verwendeten und hierfür als ungünstig angesehenen Kalksand-Referenzstein KS12-2,0-NF. Die verwendeten Mauersteine sind in den Bildern 1 und 2 dargestellt.

An den für das Zulassungsverfahren ausgewählten Ziegeln wurden zunächst die Maße nach DIN EN 772-16 [6] sowie die Trockenrohdichte nach DIN EN 772-13 [7] bestimmt. An den Prüfkörpern zur Bestimmung der Druckfestigkeit wurden die Ebenheit nach DIN EN 772-20 [8] und die Planparallelität nach DIN EN 772-16 [6] bestimmt.

Die Prüfung der Steindruckfestigkeit erfolgte im lufttrockenen Zustand nach DIN EN 772-1 [9].

Die untersuchten Planhochlochziegel entsprachen hinsichtlich der Maße sowie der Rohdichte- und Festigkeitsklasse den vom Hersteller in der Kurzbezeichnung der Mauersteine angegebenen Eigenschaften. Die Mauersteine konnten somit der Rohdichteklasse 0,75 und der Festigkeitsklasse 10 zugeordnet werden.

2.2.2 Mauermörtel Das Mörtelband besteht aus einem Glasfasergewebe mit einer Maschenweite von 5,5 × 5,5 mm und einem Trockenmörtel, der durch einen wasserlöslichen Schmelzkleber zusammengehalten wird. Die im Zulassungsverfahren verwendeten Mörtelplatten hatten die Abmessungen l × b × d =

Bild 2. Kalksand-Referenzstein Fig. 2. Calcium silicate reference unit

Bild 3. Mörtelband Fig. 3. Mortar pad

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250 × 365 × 4 mm (inklusive Steg mit 2 mm Überhöhung) und wogen ca. 300 g. Hauptbestandteil der Rezeptur ist ein handelsüblicher Dünnbettmörtel. Eine Mörtelplatte ist exemplarisch in Bild 3 dargestellt.

Im Rahmen der Untersuchungen wurden sämtliche Versuche zu Vergleichszwecken auch mit einem handelsüblichen Dünnbettmörtel (DM) durchgeführt. Weiterhin wurde bei einer Versuchsserie zur Bestimmung der Kurzzeitdruckfestigkeit zusätzlich die für die Herstellung des Mörtelbands verwendete Trockenmörtelmischung (ohne Gewebe) verwendet. Diese Mischung wurde wie auch der herkömmliche Dünnbettmörtel als Trockenmörtel in Säcken angeliefert und enthielt die Bestandteile des neuentwickelten Mörtelbands mit Ausnahme des Gewebes. Zusätzlich kamen bei den Verbunduntersuchungen auch Mörtelplatten ohne Gewebe zum Einsatz, um den Einfluss des Gewebes auf den Verbund zwischen Stein und Mörtel einschätzen zu können.

An jeder zur Herstellung der Verbund- und Wandprüfkörper verwendeten Mörtelmischung (Mischung Mörtelband ohne Gewebe bzw. Dünnbettmörtel) wurden die Frisch- und Festmörtelkennwerte bestimmt. Die Prüfung der Frischmörtelrohdichte erfolgte nach DIN EN 1015-6 [10]. Die Festmörteleigenschaften wurden nach DIN EN 1015-10 [11] (Trockenrohdichte) und DIN EN 1015-11 [12] (Biegezugund Druckfestigkeit) bestimmt.

Die Druckfestigkeit der verwendeten Mauermörtel (Trockenmörtelmischung Mörtelband ohne Gewebe bzw.

Dünnbettmörtel) entsprach nach DIN V 18580 [5] der Anforderung an einen Dünnbettmörtel der Mörtelklasse M10 nach DIN EN 998-2 [13] (Mittelwert βD,mö ≥ 10 N/mm²).

2.3 Untersuchungen an Verbundprüfkörpern 2.3.1 Allgemeines Der Verbund zwischen Mauerstein und Mauermörtel hat einen maßgeblichen Einfluss auf die Tragfähigkeit und die Risssicherheit von Mauerwerk. Die Lagerfuge muss aus horizontalen Lasten (z. B. Erdbeben, Wind und Erddruck) resultierende Zug- und Schub- bzw. Scherkräfte übertragen können. Die senkrecht zur Lagerfuge aufnehmbaren Haftzugspannungen sind im allgemeinen deutlich geringer als die in Lagerfugenebene übertragbaren Scherspannungen.

Maßgebende Baustoffkenngröße ist deshalb die Haftscherbzw. die Scherfestigkeit, die auch für die Bemessung von biege- bzw. schubbeanspruchtem Mauerwerk beim Nachweis für den Fall Fugenversagen in Ansatz gebracht wird.

ten Unterlage hintereinander gelegt. Vor dem Mörtelauftrag bzw. dem Auflegen der Mörtelplatten wurden die Lagerflächen der Steine gründlich mit einem Handfeger abgekehrt, um lose Teile und Staubschichten zu entfernen. Bei der Herstellung der Versuchsserien mit Mörtelband mussten zunächst die Mörtelplatten auf das Format der KalksandReferenzsteine zurechtgeschnitten werden. Anschließend wurden die trockenen Mörtelplatten auf die vorbereiteten Steine aufgelegt und mit einer definierten Wassermenge aktiviert. Nach einer Einwirkzeit von mindestens 3 Minuten wurde der obere Stein aufgesetzt, ausgerichtet und mit einigen Schlägen mit einem Gummihammer in das Mörtelbett gedrückt. Unmittelbar nach der Herstellung wurden die Prüfkörper für 24 Stunden mit einer Folie abgedeckt und anschließend für 27 weitere Tage ohne Folie bei 20 °C und 65 % relativer Luftfeuchte im Labor gelagert.

Bild 4 zeigt beispielhaft einen in die Prüfmaschine eingebauten Verbundprüfkörper.

Die Haftscherfestigkeit wurde für jeden Prüfkörper nach Gl. (1) auf 0,01 N/mm² gerundet berechnet:

βHS =

Fi,max 2· A i

(1)

mit Fi,max Bruchlast eines einzelnen Verbundprüfkörpers in N Lagerfugenfläche eines Prüfkörpers in mm² Ai Die maßgebende Verbundfestigkeit (maß βHS) ergibt sich aus dem Prüfwert der Haftscherfestigkeit (Mittelwert) multipliziert mit dem Prüffaktor 1,2.

Eine Übersicht der Untersuchungsergebnisse enthält Bild 5. Gezeigt sind die Mittelwerte der Haftscherfestigkeit der geprüften Versuchsserien mit Mörtelband (mit und ohne Gewebe) und dem Vergleichs-Dünnbettmörtel sowie die Streubreite der einzelnen Versuche.

Die maßgebende Haftscherfestigkeit der mit dem Mörtelband mit und ohne Gewebe hergestellten Prüfkörper entsprach mit maß βHS = 0,67 N/mm² (mit Gewebe) bzw.

2.3.2 Haftscherfestigkeit nach DIN 18555-5 Es wurden zunächst Haftscherversuche an 2-Stein-Prüfkörpern nach dem deutschen Prüfverfahren [1] mit dem Kalksand-Referenzstein in Kombination mit dem Mörtelband mit und ohne Gewebe und vergleichend dazu mit einem handelsüblichen Dünnbettmörtel durchgeführt.

Vor der Herstellung der Prüfkörper wurden die Kalksand-Referenzsteine auf einen Feuchtegehalt von 4,0 M.-% vorkonditioniert und anschließend luftdicht in Kunststoffbeuteln verpackt, um eine gleichmäßige Feuchteverteilung über den Steinquerschnitt gewährleisten zu können. Am Tag der Herstellung wurden die Steine aus den Kunststoffbeuteln entnommen und serienweise auf einer waagerech-

4

Bild 4. Haftscherversuche nach DIN 18555-5, Prüfkörper und Versuchsaufbau Fig. 4. Shear strength tests according to DIN 18555-5, test specimen and test setup

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Bild 5. Haftscherversuche an 2-Stein-Prüfkörper nach DIN 18555-5, Ergebnisse (Mittelwerte und Streubereiche) Fig. 5. Shear strength tests according to DIN 18555-5, test results (mean values and range of dispersion)

maß βHS = 0,63 N/mm² (ohne Gewebe) der Anforderung an die Verbundfestigkeit im Alter von 28 Tagen nach DIN V 18580 [5] (βHS ≥ 0,50 N/mm²), die ein Dünnbettmörtel der Mörtelklasse M10 gemäß DIN EN 998-2 [13] bei Prüfung nach DIN 18555-5 [1] zu erfüllen hat. Die Vergleichsversuche an den mit dem handelsüblichen Dünnbettmörtel hergestellten Prüfkörpern ergaben eine maßgebende Haftscherfestigkeit maß βHS = 0,89 N/mm².

Bild 6. Haftscherversuche an 3-Stein-Prüfkörpern nach DIN EN 1052-3, Prüfkörper und Versuchsaufbau Fig. 6. Shear strength tests according to DIN EN 1052-3, test specimen and test setup

2.3.3 Haftscherfestigkeit nach DIN EN 1052-3 Zur Bestimmung der Verbundeigenschaften unter Scherbeanspruchung wurden weiterhin Haftscheruntersuchungen nach dem europäischen Prüfverfahren [2] ohne Auflast senkrecht zur Lagerfuge mit den in Abschnitt 2.2.1 aufgeführten Planhochlochziegeln in Kombination mit dem Mörtelband (mit Gewebe) und vergleichend dazu mit einem handelsüblichen Dünnbettmörtel durchgeführt. Hierfür wurden insgesamt zwei Versuchsserien à jeweils sechs 3-SteinPrüfkörper hergestellt.

Bild 6 zeigt beispielhaft einen in die Prüfmaschine eingebauten Verbundprüfkörper.

Die Scherfestigkeit wurde für jeden Prüfkörper nach der folgenden Gleichung (2) auf 0,01 N/mm² gerundet berechnet:

fvoi =

Fi,max 2· A i

(2)

mit Fi,max Höchstwert der Scherkraft eines einzelnen Verbundprüfkörpers in N Querschnittsfläche eines Prüfkörpers parallel zu den Ai Lagerfugen in mm² Der charakteristische Wert der Anfangsscherfestigkeit fvok ergibt sich aus dem Mittelwert der geprüften Anfangsscherfestigkeit fvo nach DIN EN 1052-3 [2] multipliziert mit dem Faktor 0,8. Die maßgebende Verbundfestigkeit errechnet sich nach DIN V 18580 [5] aus dem ermittelten Wert der charakteristischen Anfangsscherfestigkeit fvok nach DIN EN 1052-3 [2] multipliziert mit dem Prüffaktor 1,2.

Eine Übersicht der Untersuchungsergebnisse ist in Bild 7 dargestellt. Gezeigt sind die Mittelwerte der Haft-

Mörtelband

Dünnbettmörtel

Bild 7. Haftscherversuche an 3-Stein-Prüfkörpern nach DIN EN 1052-3, Ergebnisse (Mittelwerte und Streubereiche) Fig. 7. Shear strength tests according to DIN EN 1052-3, test results (mean values and range of dispersion)

scherfestigkeit mit Mörtelband und Dünnbettmörtel sowie die Streubreite der einzelnen Versuche.

Die maßgebende Haftscherfestigkeit der mit dem Mörtelband hergestellten Prüfkörper betrug maß βHS = 0,44 N/mm². Die Vergleichsversuche an den mit dem Dünnbettmörtel hergestellten Prüfkörpern ergaben eine maßgebende Haftscherfestigkeit maß βHS = 0,52 N/mm².

Somit wurde die Anforderung an die Verbundfestigkeit nach DIN V 18580 [5], die ein Dünnbettmörtel gemäß DIN EN 998-2 [13] bei Prüfung nach DIN EN 1052-3 [2] zu erfüllen hat (βHS ≥ 0,20 N/mm²), sowohl bei der Versuchsserie mit Mörtelband als auch bei der Referenzserie mit Dünnbettmörtel deutlich eingehalten.

2.3.4 Haftzugfestigkeit Zur Bestimmung der Verbundeigenschaften unter Zugbeanspruchung wurden auch zentrische Haftzugversuche an mit Mörtelband bzw. mit dem Dünnbettmörtel vermörtelten 2-Steinkörpern durchgeführt. Hierfür wurden zwei Versuchsserien à jeweils sechs 2-Stein-Prüfkörper hergestellt.

Der für die Versuchsdurchführung gewählte Versuchsaufbau ist in Bild 8 dargestellt.

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mäß den vorliegenden Untersuchungen deutlich überschritten.

2.4 Untersuchungen an Wandprüfkörpern 2.4.1 Mauerwerkdruckfestigkeit

Bild 8. Zentrische Haftzugversuche an 2-Stein-Prüfkörpern, Prüfkörper und Versuchsaufbau Fig. 8. Tensile bond tests, test specimen and test setup

Eine der grundlegenden Tragfähigkeitseigenschaften von Mauerwerk ist seine Druckfestigkeit. Zur Festlegung von charakteristischen Druckfestigkeitswerten für die angestrebte allgemeine bauaufsichtliche Zulassung (abZ) waren auch Untersuchungen an Wandprüfkörpern unter Druckbeanspruchung durchzuführen.

Die Spannungs-Dehnungslinien wurden in zentrischen Druckversuchen an kleinen (RILEM-) Mauerwerkwänden nach DIN EN 1052-1 [3] bestimmt. Hierfür wurden insgesamt drei Versuchsserien à jeweils drei Wandprüfkörper hergestellt. Es wurde eine Serie mit dem Mörtelband, eine mit der für die Herstellung des Mörtelbands verwendeten Trockenmörtelmischung (ohne Gewebe) und eine Referenzserie mit dem herkömmlichen Dünnbettmörtel getestet. Die Schlankheit λ, definiert als Quotient von Wandhöhe und dicke, betrug bei den kleinen Wandprüfkörpern ca. 3,5.

Bild 10 zeigt beispielhaft einen in die Druck-Prüfmaschine eingebauten Wandprüfkörper.

Die Druckfestigkeit jedes einzelnen Mauerwerksprüfkörpers wurde mit Gl. (4) auf 0,1 N/mm² gerundet berechnet:

fi = Mörtelband

Die Haftzugfestigkeit wurde für jeden Prüfkörper nach Gl. (3) auf 0,01 N/mm² gerundet berechnet:

Fi,max Ai

Ai

(4)

Dünnbettmörtel

Bild 9. Zentrische Haftzugversuche an 2-Stein-Prüfkörpern, Ergebnisse (Mittelwerte und Streubereiche) Fig. 9. Tensile bond tests, test results (mean values and range of dispersion)

βHZ =

Fi,max

mit Fi,max Höchstlast eines einzelnen Mauerwerksprüfkörpers in N belastete Querschnittsfläche eines einzelnen MauerAi werksprüfkörpers in mm² Der Elastizitätsmodul Ei wurde aus dem Mittelwert der Dehnungen aller vier Messstrecken in Belastungsrichtung,

(3)

mit Fi,max Bruchlast eines einzelnen Verbundprüfkörpers in N Lagerfugenfläche eines Prüfkörpers in mm² Ai Eine Übersicht der Untersuchungsergebnisse ist in Bild 9 dargestellt. Gezeigt sind die Mittelwerte der Haftzugfestigkeit mit Mörtelband und Dünnbettmörtel sowie die Streubreite der einzelnen Versuche.

Der Mittelwert der Haftzugfestigkeit der mit dem Mörtelband hergestellten Prüfkörper betrug βHZ = 0,26 N/mm².

Die Vergleichsversuche an den mit dem Dünnbettmörtel hergestellten Prüfkörpern ergaben einen etwas höheren Mittelwert (βHZ = 0,38 N/mm²). Ein Anforderungswert an die Haftzugfestigkeit zwischen Mauerstein und Mauermörtel existiert nicht, da es sich um keinen genormten Versuch handelt. Die Biegezugfestigkeit rechtwinklig zur Lagerfuge ist als Anforderungswert im Nationalen Anhang zum Eurocode 6 [15] zu 0,2 N/mm² festgelegt. Dieser Wert wird ge-

6

Bild 10. Zentrische Druckversuche an Wänden nach DIN EN 1052-1, Prüfkörper und Versuchsaufbau Fig. 10. Masonry compressive strength tests according to DIN EN 1052-1, test specimen and test setup

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die bei einem Drittel der Höchstbeanspruchung auftreten, als Sekantenmodul berechnet, s. Gl. (5).

Ei =

Fi,max

(5)

3· εi · A i

mit Fi,max Höchstlast eines einzelnen Mauerwerksprüfkörpers in N mittlere Dehnung eines einzelnen Mauerwerksprüfεi körpers, die bei einem Drittel der maximalen Festigkeit erreicht wird belastete Querschnittsfläche eines einzelnen MauerAi werksprüfkörpers in mm² Die Untersuchungsergebnisse der Druckversuche an den kleinen Mauerwerkprüfkörpern enthält Tabelle 1.

Die ermittelten Spannungs-Dehnungslinien sind als Mittelwertkurven in Bild 11 dargestellt.

Der Mittelwert der Mauerwerkdruckfestigkeit der mit dem Mörtelband hergestellten Versuchsserie betrug βD,mw =

Bild 11. Zentrische Druckversuche an Wänden nach DIN EN 1052-1, Spannungs-Dehnungslinien Fig. 11. Masonry compressive strength tests according to DIN EN 1052-1, stress-strain behaviour

6,8 N/mm². Die Versuchsserie mit der Mischung Mörtelband (ohne Gewebe) erreichte einen Mittelwert βD,mw = 6,7 N/mm². Bei der Referenzserie mit Dünnbettmörtel wurde ein Mittelwert der Mauerwerkdruckfestigkeit βD,mw = 6,4 N/mm² bestimmt.

Die Wandprüfkörper mit dem Mörtelband zeigen, dass mit dem Mörtelband die höchsten Druckfestigkeitswerte im Vergleich mit den anderen Versuchsserien erreicht werden.

2.4.2 Biegezugfestigkeit Für die Bemessung von durch Windlast bzw. Erddruck biegebeanspruchten Mauerwerkbauteilen ist auf der Widerstandsseite die Biegezugfestigkeit maßgebend. Diese wird – ähnlich wie bei der Druckfestigkeit von Mauerwerk – als Ersatz für die in der Realität in der Regel deutlich großformatigeren Wandbauteile an kleinen Wandprüfkörpern ermittelt.

Zur Bestimmung der Tragfähigkeit des Mauerwerks unter Biegebeanspruchung wurden deshalb Vier-PunktBiegezugversuche parallel und rechtwinklig zur Lagerfuge an kleinen Wandprüfkörpern nach DIN EN 1052-2 [4] durchgeführt. Hierfür wurden je Beanspruchungsrichtung zwei Versuchsserien hergestellt. Die Untersuchungen erfolgten mit dem ausgewählten Planhochlochziegel in Kombination mit dem Mörtelband und dem herkömmlichen Dünnbettmörtel.

Die Wandprüfkörper wurden in einer geschlossenen Prüfhalle auf Stahlträgern hergestellt, mit denen sie auch später in die Prüfmaschine eingebaut wurden. Zwischen der ersten Steinlage und den Stahlträgern wurden 2-lagige Folienlager angeordnet. Die Mauersteine wurden lufttrocken vermauert. Die Prüfkörper zur Bestimmung der Biegezugfestigkeit parallel zur Lagerfuge wurden mit einem Überbindemaß von ü = 0,4 × h = 100 mm (h Steinhöhe) hergestellt. Bei den Wandprüfkörpern für die Bestimmung der Biegezugfestigkeit senkrecht zur Lagerfuge betrug das Überbindemaß ü = 0,5 × l = 122,5 mm (l Steinlänge).

Tabelle 1. Zentrische Druckversuche an Wänden nach DIN EN 1052-1, Ergebnisse Table 1. Masonry compressive strength tests according to DIN EN 1052-1, test results Versuchsserie

PK-Nr.

Maße l

– Mörtelband mit Gewebe

Mittelwert

Fmax

βD,mw

kN

N/mm²

εl,33,mw

εl,u,mw

mm/m

ED,33 N/mm²

1

976

359

1260

2289

6,5

0,43

2,23

5070

2

975

363

1258

2306

6,5

0,36

2,12

6028

3

971

359

1264

2579

7,4

0,47

2,63

5253

974

360

1261

2391

6,8

0,42

2,33

5450

1

975

360

1262

2352

6,7

0,37

1,79

5965

2

975

360

1265

2328

6,6

0,38

1,69

5855

3

972

360

1256

2420

6,9

0,40

1,69

5760

974

360

1261

2367

6,7

0,38

1,73

5860

1

973

357

1268

2312

6,7

0,35

2,15

6356

2

974

357

1267

2223

6,4

0,36

1,66

5842

3

972

357

1263

2007

5,8

0,40

1,59

4802

4

973

357

1265

2397

6,9

0,35

1,79

6525

973

357

1266

2235

6,4

0,37

1,80

5881

Mittelwert

Dünnbettmörtel

h

mm

Mittelwert Mischung Mörtelband ohne Gewebe

b

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Bild 12. Biegezugversuche parallel zur Lagerfuge an Wänden nach DIN EN 1052-2, Prüfkörper und Versuchsaufbau Fig. 12. Bending tests parallel to the bed joint on small masonry walls according to DIN EN 1052-2, test specimen and test setup

Bild 13. Biegezugversuche rechtwinklig zur Lagerfuge an Wänden nach DIN EN 1052-2, Prüfkörper und Versuchsaufbau Fig. 13. Bending tests perpendicular to the bed joint on masonry walls according to DIN EN 1052-2, test specimen and test setup

Die Wandprüfkörper und der verwendete Versuchsaufbau zur Bestimmung der Biegezugfestigkeit sind für beide Beanspruchungsrichtungen in den Bildern 12 und 13 beispielhaft dargestellt Die verwendete Versuchseinrichtung entsprach den Anforderungen nach DIN EN 1052-2 [4]. Danach muss der Abstand von den Außenkanten der Prüfkörper zu den äußeren Auflagern mindestens 50 mm betragen. In den durchgeführten Versuchen wurden die äußeren Auflager 75 mm (Biegezugfestigkeit parallel zur Lagerfuge) bzw. 125 mm (Biegezugfestigkeit rechtwinklig zur Lagerfuge) von den Außenkanten der Prüfkörper angeordnet. Das Verhältnis des Abstands der inneren und äußeren Auflager wurde zu 0,43 (Biegezugfestigkeit parallel zur Lagerfuge) bzw. 0,50 (Biegezugfestigkeit rechtwinklig zur Lagerfuge) gewählt, so dass der in [4] geforderte Verhältniswert von 0,4 bis 0,6 eingehalten wurde. Die Prüfkörperabmessungen wurden für beide Prüfrichtungen so gewählt, dass eine ausreichende Biegeschlankheit der Wände (Biegezugfestigkeit parallel zur Lagerfuge: λ = lS/d = 5,2 bzw. Biegezugfestigkeit rechtwinklig zur Lagerfuge: λ = 6,2) gewährleistet war.

Die Belastung der Prüfkörper erfolgte verformungsgeregelt über den Kolbenvorschub. Während der Versuchsdurchführung wurde die Wandmittendurchbiegung am oberen und unteren Rand (Prüfung der Biegezugfestigkeit par-

8

allel zur Lagerfuge) bzw. an den seitlichen Rändern (Prüfung der Biegezugfestigkeit rechtwinklig zur Lagerfuge) mit induktiven Wegaufnehmern W10 gemessen. Dabei wurden die Fixpunkte der Messvorrichtung an den Wandprüfkörpern angebracht, so dass bei der Auswertung keine Korrektur der Globalverschiebung der Wand erfolgen muss.

Die Biegezugfestigkeit des Mauerwerks berechnet sich aus dem Quotient aus maximal ertragbarem Biegemoment und Widerstandsmoment nach Gl. (6) zu:

F lS − li · M 2 2 fxi = = W d2 · h 6 mit M W F lS li d h

(6)

maximales Moment zwischen den inneren Auflagern Widerstandsmoment maximale Last Abstand zwischen den äußeren Auflagern (vgl. Bilder 12 und 13) Abstand zwischen den Lasteinleitungspunkten (vgl.

Bilder 12 und 13) Mauerwerkdicke Mauerwerkhöhe

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Die Untersuchungsergebnisse der Biegezugversuche parallel zur Lagerfuge sind in Tabelle 2 zusammengefasst. Die zugehörigen Last-Durchbiegungslinien sind in Bild 14 dargestellt.

Der Mittelwert der Biegezugfestigkeit parallel zur Lagerfuge der mit dem Mörtelband hergestellten Versuchsserie betrug βBZ,p = 0,15 N/mm². Die Referenzserie mit dem herkömmlichen Dünnbettmörtel erreichte einen Mittelwert βBZ,p = 0,14 N/mm². Für die Beanspruchung parallel zur Lagerfuge ergaben somit die Wandprüfkörper mit dem Mör-

telband gleiche Biegezugfestigkeitswerte im Vergleich zu der Referenzserie. Bei der Beanspruchung parallel zur Lagerfuge kam es in den Wandprüfkörpern – unabhängig davon, ob die Wände mit Mörtelband oder mit Dünnbettmörtel hergestellt wurden – überwiegend zu einem Versagen der Mauersteine durch Überschreiten ihrer Biegezugfestigkeit.

Die Untersuchungsergebnisse der Biegezugversuche rechtwinklig zur Lagerfuge sind in Tabelle 3 zusammengestellt. Die bestimmten Last-Durchbiegungslinien sind in Bild 15 dargestellt.

Tabelle 2. Biegezugversuche parallel zur Lagerfuge nach DIN EN 1052-2, Ergebnisse Table 2. Bending tests parallel to the bed joint according to DIN EN 1052-2, test results Versuchsserie

PK-Nr.

l

–

h

mm

Mörtelband

Dünnbettmörtel

Fmax

βBZ,p

f1)

kN

N/mm²

mm

1

1848

363

1000

13,9

0,16

0,66

2

1847

362

1000

12,8

0,15

0,68

3

1851

360

1000

13,5

0,16

0,63

1848

361

1000

13,4

0,15

0,66

1

1853

360

1000

12,5

0,14

0,66

2

1851

360

1000

10,9

0,13

0,32

1852

360

1000

11,7

0,14

0,49

Fmax

βBZ,s

f1)

kN

N/mm²

mm

Mittelwert

Mittelwert 1)

d

Durchbiegung bei Fmax

Tabelle 3. Biegezugversuche rechtwinklig zur Lagerfuge nach DIN EN 1052-2, Ergebnisse Table 3. Bending tests perpendicular to the bed joint according to DIN EN 1052-2, test results Versuchsserie

PK-Nr.

l

– Mörtelband

Mittelwert 1)

h

mm 1

980

362

2250

20,6

0,24

0,13

2

972

360

2249

23,6

0,28

0,14

3

980

361

2247

22,8

0,27

0,17

Mittelwert Dünnbettmörtel

d

977

361

2249

22,3

0,26

0,15

1

974

360

2247

25,0

0,30

0,29

2

973

360

2247

25,9

0,31

0,31

3

972

361

2247

30,3

0,36

0,24

973

360

2247

27,1

0,32

0,28

Durchbiegung bei Fmax

Bild 14. Biegezugversuche parallel zur Lagerfuge nach DIN EN 1052-2, Last-Durchbiegungskurven Fig. 14. Bending tests parallel to the bed joint according to DIN EN 1052-2, load-deflection curves

Bild 15. Biegezugversuche rechtwinklig zur Lagerfuge nach DIN EN 1052-2, Last-Durchbiegungskurven Fig. 15. Bending tests perpendicular to the bed joint according to DIN EN 1052-2, load-deflection curves

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Der Mittelwert der Biegezugfestigkeit rechtwinklig zur Lagerfuge betrug bei der mit dem Mörtelband hergestellten Versuchsserie βBZ,s = 0,26 N/mm². Die Referenzserie mit dem herkömmlichen Dünnbettmörtel erzielte bei der Beanspruchung senkrecht zur Lagerfuge einen geringfügig höheren Mittelwert (βBZ,s = 0,32 N/mm²). Das Versagen der Prüfkörper erfolgte sowohl bei den Wänden mit Mörtelband als auch bei den Wänden mit Dünnbettmörtel ausschließlich durch Überschreiten der Verbundfestigkeit (Biegehaftzugfestigkeit) zwischen Stein und Lagerfugenmörtel. Der Anforderungswert des EC 6/NA [15] wird daher deutlich überschritten.

3 Untersuchungen für die Erlangung einer ZiE 3.1 Allgemeines Bei dem vorliegenden Bauvorhaben handelt es sich um den Neubau eines Einfamilienhauses in Inning am Holz (Bayern) bestehend aus Kellergeschoss, Erdgeschoss und Dachgeschoss sowie einer Doppelgarage. Die Verarbeitung des Mörtelbandes erfolgte ausschließlich bei den tragenden Mauerwerk-Außenwänden.

Als Dachkonstruktion wurde für das Einfamilienhaus ein Satteldach und für die Garage ein Pultdach mit Ziegeleindeckung gewählt. Sämtliche Geschossdecken wurden in Stahlbeton-Massivbauweise erstellt. Die Gebäudeaussteifung erfolgte im Dachbereich über Windrispenbänder, bei

den Quergiebeln und in den übrigen Bereichen über Wandund Deckenscheiben. Die Verankerung der Dachkonstruktion erfolgte an der Traufe. Als Gründung wurde für beide Baukörper eine Stahlbeton-Bodenplatte gewählt.

Der Rohbau des zuvor beschriebenen Objektes ist in Bild 16 oben dargestellt. Bild 16 unten zeigt das Gebäude nach Fertigstellung.

3.2 Untersuchungsumfang Der Umfang der Untersuchungen für die Zustimmung im Einzelfall wurde in Zusammenarbeit mit der Obersten Baubehörde im bayerischen Staatsministerium des Innern, für Bau und Verkehr festgelegt.

Zunächst mussten die im Rahmen des Zulassungsverfahrens im ibac durchgeführten Materialprüfungen in einem Kurzbericht für die bayerische Bauaufsicht zusammengefasst und die Ergebnisse dieser Untersuchungen im Hinblick auf eine Zustimmung im Einzelfall für die Musterbaustelle in Inning am Holz (Bayern) in einer gutachtlichen Stellungnahme bewertet werden. Weiterhin waren eine Qualitätskontrolle auf der Baustelle und die Überwachung der Produktion des Mörtelbands gefordert.

Die Ausführungsqualität bei der Erstellung der tragenden Mauerwerkaußenwände des Einfamilienhauses wurde in Zusammenarbeit mit dem Güteschutz Ziegel Süd e. V. an mehreren Ortsterminen während der Rohbauphase auf

Bild 16. Rohbau (oben), verputztes Einfamilienhaus (unten) Fig. 16. Shell construction (top), plastered single-family house (bottom)

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der Baustelle in Inning am Holz überprüft. Die Beurteilung der bei den Baustellenterminen dokumentierten Ausführungsqualität erfolgte ebenfalls in einer gutachtlichen Stellungnahme.

Für die Überwachung der Produktion des Mörtelbands wurde zunächst eine Erstprüfung im Werk durchgeführt, in dem das Mörtelband für die Musterbaustelle produziert wurde. Bei dieser Erstprüfung wurden zum einen die Abläufe bei der Herstellung des Mörtelbands dokumentiert und zum anderen auch Proben der für die Herstellung der Mörtelplatten vorgesehenen Trockenmörtelmischung sowie vakuumverpackte Kartons mit dem Mörtelband entnommen. Zusätzlich wurden bei den verschiedenen Baustellenterminen weitere Proben entnommen, um später im Rahmen des Überwachungsprogramms begleitende Materialprüfungen im ibac durchzuführen.

3.3 Qualitätskontrolle auf der Baustelle Die Baustelle in Inning am Holz wurde während der Rohbauphase im Juli 2013 an mehreren Terminen von jeweils einem Mitarbeiter der Brameshuber+Uebachs Ingenieure GmbH und des Güteschutz Ziegel Süd e. V. besichtigt. Dabei wurde die Ausführungsqualität der Mauerarbeiten an den tragenden Außenwänden des Erdgeschosses und des 1. Obergeschosses kontrolliert.

In der vor Beginn der Bauarbeiten erstellten ersten gutachtlichen Stellungnahme wurden geeignete Maßnahmen zur Überprüfung und Dokumentation der Ausführungsqualität auf der Baustelle vorgeschlagen. Diese betrafen die Lagerung der Baustoffe auf der Baustelle, vorbereitende Arbeiten vor dem Aufmauern der Wände, die Einwirkzeit des auf das Mörtelband aufgebrachten Wassers, Fugendicken und ggf. auftretende Höhenversatze zwischen einzelnen Mauersteinen sowie Maßnahmen für eine geeignete Nachbehandlung des frischen Mauerwerks. Im Zuge der Ortstermine war zu überprüfen, ob diese in der gutachtlichen Stellungnahme gemachten Vorgaben eingehalten wurden.

Grundsätzlich wurden die Vorgaben weitestgehend eingehalten. Nur in wenigen Fällen wurden Abweichungen von den Vorgaben zur Qualitätskontrolle festgestellt, die jedoch ausnahmslos nachvollziehbar und begründet waren. Dies betraf zum einen die Vorgaben zu den vorbereitenden Arbeiten und zum anderen die in den Untersuchungen zur Erlangung einer abZ festgelegte Wassereinwirkzeit.

Abweichend von den in der gutachtlichen Stellungnahme beschriebenen Vorgaben wurden auf der Baustelle die Lagerflächen der Hochlochziegel vor dem Auflegen der Mörtelplatten nicht mit einem Handfeger abgekehrt. Die Reinigung der Lagerflächen der Hochlochziegel erfolgte stattdessen durch Abspritzen mit Wasser. Gegen diese Methode war nichts einzuwenden, da die Oberfläche der Mauersteine auf diese Weise gründlich von Staub befreit wurde. Darüber hinaus hatte es den Vorteil, dass die vorgenässten Ziegel dem Mörtelband nicht so schnell das aufgebrachte Wasser entzogen haben wie es bei trockenen Ziegeln der Fall wäre.

In Bezug auf die Einwirkzeit konnte festgestellt werden, dass bei höheren auf der Baustelle auftretenden Temperaturen es durchaus sinnvoll sein kann die Einwirkzeit

des auf das Mörtelband aufgebrachten Wassers deutlich zu reduzieren. Durch die sommerlichen Temperaturverhältnisse während der Rohbauphase der Musterbaustelle stellte sich die in der gutachtlichen Stellungnahme vorgeschlagene Wassereinwirkzeit von 3 Minuten unter den gegebenen Bedingungen als zu lang und nicht baustellenpraktikabel heraus. Aufgrund der bestehenden Gefahr, dass die aufgeweichten Mörtelplatten vor dem Aufsetzen der nächsten Steinlage durch die hohen Temperaturen bereits antrocknen, wurde auf der Baustelle die Konsistenz bzw. der Grad der Durchfeuchtung der Mörtelplatten als ein geeignetes Kriterium für die Einwirkzeit festgelegt. Zunächst wurde die Konsistenz des bewässerten Mörtelbands kontrolliert.

Zusätzlich wurde stichprobenartig überprüft, nach welcher Dauer die aufgebrachte Wassermenge die Mörtelplatte über die komplette Schichtdicke durchdrungen und aufgeweicht hatte. Dies war in der Regel nach ca. 1 Minute der Fall.

Bei der Qualitätskontrolle auf der Baustelle war weiterhin vorgesehen, auch die Lagerfugendicken und einen gegebenenfalls vorhandenen Höhenversatz zwischen einzelnen Steinen stichprobenartig zu überprüfen. Die Lagerfugen sollten minimal 1,0 mm und maximal 3,0 mm dick sein.

Der Höhenversatz sollte zwischen zwei benachbarten Steinen so klein sein, dass er durch das Mörtelband ausgeglichen werden kann, sodass in der darüberliegenden Steinlage die Ebenheit der Lagerfugenfläche gewährleistet ist. Die stichprobenartig im Bereich der Außenwände im Erdgeschoss und des 1. Obergeschosses durchgeführten Messungen der Lagerfugendicken lagen in dem vorgegebenen Toleranzbereich. Lediglich an einer einzigen Stelle konnte ein Höhenversatz von ca. 0,8 mm zwischen zwei benachbarten Steinen gefunden werden, der jedoch bereits in der nächsten Steinlage nicht mehr vorhanden war.

Bei dem vorliegenden Mörtelsystem handelt es sich um Mörtelplatten, die im trockenen Zustand auf die Lagerfugenfläche des Mauersteins aufgelegt und im Anschluss mit einer festgelegten Menge Wasser aktiviert werden. Die Mindestmenge des aufzubringenden Wassers beträgt gemäß Herstellerangaben 75 ml Wasser pro 100 g Mörtelband. Über eine mit einem Druckminderer versehenen Wasseruhr konnte auf der Baustelle an der Zuleitung zum Wasserauftragsgerät die Wassermenge bestimmt werden, die für die Bewässerung der Mörtelplatten verbraucht wurde.

Hierfür wurden mehrere Mörtelplatten mit einem durchschnittlichen Gewicht von 300 g/Mörtelplatte auf die Lagerfuge gelegt und die Wassermenge abgelesen, die für die Bewässerung der Mörtelplatten verbraucht wurde. Bei diesen stichprobenartigen Überprüfungen wurde die vom Hersteller vorgegebene Mindestmenge grundsätzlich eingehalten.

3.4 Überwachung der Produktion des Mörtelbands 3.4.1 Allgemeines Im Juli 2013 wurde das ibac zusätzlich mit der Überwachung der Produktion des Mörtelbands für die Musterbaustelle in Inning am Holz beauftragt. Die Notwendigkeit für eine Überwachung der Produktion des Mörtelbands ergab sich aus den Auflagen der bei der Obersten Baubehörde beantragten und im Juni 2013 erteilten Zustimmung im Einzelfall für das o. g. Bauvorhaben.

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3.4.2 Erstprüfung im Herstellwerk Überprüfung der Abläufe bei der Herstellung des Mörtelbands Die für das Zulassungsverfahren und die Zustimmung im Einzelfall verwendeten Mörtelplatten wurden auf einer Produktionsanlage des Herstellers gefertigt. Alle für die Herstellung der Mörtelplatten verwendeten Rohstoffe werden nach üblichen und genormten Standards vom Hersteller überwacht. Daneben werden regelmäßig Versuche zur Bestimmung der Haftscherfestigkeit und der Wasseraufnahmefähigkeit durchgeführt.

Die Trockenmörtelmischung wurde aus denen für Dünnbettmörtel fortentwickelt. Als Referenz für die Untersuchungen diente ein handelsüblicher Dünnbettmörtel.

Der Basisrezeptur wird derzeit noch händisch ein Schmelzkleber hinzugefügt und die Mischung anschließend mithilfe eines Produktionsmischers vermengt. Nach dem Mischvorgang erfolgt eine Beprobung nach Schüttgewicht und Sieblinie.

Anschließend wird die Mischung in eine beheizbare Form gegeben und mit einem Gewebe belegt. In der beheizten Form wird die Mörtelplatte unter hohem Druck gepresst. Temperatur und Pressdruck werden kontrolliert und zu Qualitätssicherungszwecken protokolliert.

Nach der Entnahme werden die Mörtelplatten auf Weiterverarbeitungstemperatur abgekühlt. Dann erfolgt zunächst eine Sichtprüfung von Oberfläche und Form der frischen Mörtelplatten. Zusätzlich wird das Gewicht der Platten überprüft. Der Toleranzbereich für die bei den Zulassungsuntersuchungen und bei der Zustimmung im Einzelfall verwendeten 365 mm breiten Mörtelplatten betrug 300 g ± 20 g. Sofern die Masse der Mörtelplatten innerhalb dieses Toleranzbereichs lag, wurden diese luftdicht verpackt.

Der gesamte Produktionsprozess ist zusammenfassend in Bild 17 schematisch dargestellt.

Überprüfung der Eigenschaften des Trockenmörtels Mit dem im Herstellwerk entnommenen Trockenmörtel „Mörtelband ohne Gewebe“ wurden im ibac drei Mörtelmischungen nach DIN EN 1015-2 [14] hergestellt. An diesen Mörtelmischungen wurden jeweils die Frisch- und Festmörtelkennwerte bestimmt.

Ein Vergleich der Frisch- und Festmörtelkennwerte des Trockenmörtels „Mörtelband ohne Gewebe“ mit im Rahmen des Zulassungsverfahrens ermittelten Kennwerten ist in Tabelle 4 dargestellt.

Die im Rahmen des Zulassungsprojektes hergestellten Mischungen des Trockenmörtels „Mörtelband ohne Gewebe“ haben höhere Druckfestigkeitswerte erreicht als der im Herstellwerk entnommene und für die Herstellung der Mörtelplatten bei der Zustimmung im Einzelfall eingesetzte Trockenmörtel. Dies ist auf den höheren Luftgehalt und die damit verbundene niedrigere Rohdichte der Mörtelmischungen bei der Zustimmung im Einzelfall zurückzuführen. Generell entspricht jedoch die Druckfestigkeit der in beiden Projekten verwendeten Mörtelmischungen nach DIN V 18580 [5] der Anforderung an einen Dünnbettmörtel nach DIN EN 998-2 [13] (Mittelwert βD,mö ≥ 10 N/mm²). Überprüfung der Eigenschaften des Mörtelbands Im ibac wurden zunächst mit den im Werk entommenen Mörtelplatten Haftscherprüfkörper nach DIN 18555-5 [1] in Kombination mit dem Kalksand-Referenzstein hergestellt und geprüft. Die Vorgehensweise bei der Vorbereitung, Herstellung und Lagerung der Prüfkörper entspricht der in Abschnitt 2.3.2 beschriebenen.

Ein Vergleich mit den im Rahmen des Zulassungsverfahrens bestimmten Haftscherfestigkeitswerten erfolgt zusammen mit den im Zuge der Überwachung des Mörtelbands auf der Baustelle bestimmten Werten in Tabelle 5, siehe Abschnitt 3.4.3.

Bild 17. Abläufe des Produktionsprozesses (schematisch) Fig. 17. Manufacturing process (schematic)

Tabelle 4. Frisch- und Festmörtelkennwerte, Rezeptur Mörtelband (ohne Gewebe) Table 4. Mortar properties, composition of the mortar pad (without fibre glass reinforcement) Projekt –

Serie – 1

ZiE

abZ

12

ρfr

ρd kg/dm³

1,11

0,84

βD

L

t

βBZ

%

d

N/mm²

–

22,8

28

3,49

6

n

Mittelwert

Wertebereich N/mm²

11,2

10,5 … 11,9

2

1,12

0,84

21,7

28

3,74

6

10,3

9,2 … 11,1

3

1,09

0,82

23,0

28

3,45

6

10,6

9,7 … 11,0

1

1,24

0,95

16,0

28

4,20

6

15,9

14,5…17,0

2

1,24

0,94

16,2

29

3,83

6

15,9

14,7…17,3

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3.4.3 Überwachung des Mörtelbands auf der Baustelle Mit den auf der Baustelle entnommenen Mörtelplatten wurden weitere Haftscherprüfkörper nach DIN 18555-5 [1] in Kombination mit dem Kalksand-Referenzstein hergestellt und geprüft. Die Vorgehensweise bei der Vorbereitung, Herstellung und Lagerung der Prüfkörper entspricht der in Abschnitt 2.3.2 beschriebenen.

Eine Übersicht der im Rahmen des Zulassungsverfahrens und der Zustimmung im Einzelfall nach DIN 18555-5 [1] bestimmten Haftscherfestigkeitswerte erfolgt in Tabelle 5.

Aufgeführt sind die Mittelwerte der Haftscherfestigkeit aller Versuchsserien sowie die Streubreite und die Anzahl der einzelnen Versuche.

Im Rahmen der Qualitätskontrolle auf der Baustelle (s. a. Abschnitt 3.3) wurde festgestellt, dass in Bezug auf die Einwirkzeit des auf die Mörtelplatten aufzubringenden Wassers von der für das Zulassungsverfahren festgelegten Vorgehensweise abgewichen wurde. Um nachträglich den Nachweis führen zu können, dass sich die verringerte Einwirkzeit auf der Baustelle nicht nachteilig auf die Verbundfestigkeit zwischen Ziegel und Mörtelband auswirkt, wurden ergänzend weitere Haftscherversuche nach DIN EN 1052-3 [2] ohne Auflast senkrecht zur Lagerfuge durchgeführt.

Bild 18. Haftscherversuche an 3-Stein-Prüfkörpern nach DIN EN 1052-3, Ergebnisse (Mittelwerte und Streubereiche) Fig. 18. Shear strength tests according to DIN EN 1052-3, test results (mean values and range of dispersion)

Projekt

Beschreibung

–

–

–

N/mm²

Entnahme Werk

20

0,48

0,30 … 0,64

Entnahme Baustelle (1. Termin)

19

0,40

0,30 … 0,49

Entnahme Baustelle (2. Termin)

20

0,38

0,31 … 0,47

Die Ergebnisse dieser Versuchsserie sind den im Rahmen des Zulassungsverfahrens ermittelten Werten in Tabelle 6 gegenübergestellt.

Eine Übersicht der Untersuchungsergebnisse ist in Bild 18 dargestellt. Gezeigt sind die Mittelwerte der Haftscherfestigkeit und vergleichend dazu die im Zulassungsverfahren ermittelten Haftscherfestigkeitswerte sowie die Streubreite der einzelnen Versuche.

Die in Tabelle 6 und in Bild 18 dargestellten Werte zeigen, dass sich die reduzierte Wassereinwirkzeit nicht signifikant auf die Verbundfestigkeit zwischen Planhochlochziegel und Mörtelband auswirkt. Die maßgebende Haftscherfestigkeit der bei den Zulassungsversuchen geprüften Verbundkörper betrug maß βHS = 0,44 N/mm². Bei den im Rahmen der Zustimmung im Einzelfall mit der verringerten Wassereinwirkzeit hergestellten 3-Stein-Prüfkörpern ergab sich eine maßgebende Haftscherfestigkeit maß βHS = 0,42 N/mm².

Die Versuchsergebnisse aus dem Zulassungsverfahren und der Zustimmung im Einzelfall können unter Berücksichtigung der Versuchsstreuungen als gleichwertig angesehen werden.

Mörtelband mit Gewebe

10

0,56

0,37 … 0,69

4 Zusammenfassung

Mörtelband ohne Gewebe

10

0,52

0,39 … 0,67

Dünnbettmörtel

10

0,74

0,65 … 0,95

Tabelle 5. Haftscherversuche an 2-Stein-Prüfkörpern nach DIN 18555-5, Ergebnisse Table 5. Shear strength tests according to DIN 18555-5, test results

ZiE

abZ

βHS n

Mittelwert Wertebereich

Tabelle 6. Haftscherversuche an 3-Stein-Prüfkörpern nach DIN EN 1052-3, Ergebnisse Table 6. Shear strength tests according to DIN EN 1052-3, test results βHS Projekt

Beschreibung

t d

ZiE

Wassereinwirkzeit < 1 min

abZ

Wassereinwirkzeit > 3 min

Wertebereich

n

Mittelwert

–

N/mm²

6

0,43

0,33 … 0,55

6

0,46

0,42 … 0,50

28

Es wurden zunächst im Rahmen des Zulassungsverfahrens umfangreiche Versuche durchgeführt, um die wesentlichen mechanischen Eigenschaften von Mauerwerk in Kombination mit dem neu entwickelten Mörtelband zu untersuchen. Die Ergebnisse dieser Untersuchungen waren sehr positiv und haben insbesondere in Bezug auf die Festigkeitseigenschaften unter Druck- und Biegebeanspruchung gezeigt, dass das in diesem Beitrag vorgestellte neue Mörtelsystem durchaus mit herkömmlichen Dünnbettmörteln vergleichbar ist.

Zusätzlich wurde in diesem Beitrag von den Erfahrungen berichtet, die man bei der Realisierung eines ersten Bauobjektes mit dem neuen Mörtelsystem im Rahmen einer Zustimmung im Einzelfall sammeln konnte. Auch hier waren die Untersuchungsergebnisse und auch das Feedback von dem an der Musterbaustelle in Bayern beteiligten Personenkreis durchweg positiv.

Mit der Erteilung einer allgemeinen bauaufsichtlichen Zulassung (abZ) für das neuentwickelte Mörtelsystem ist im Jahr 2014 zu rechnen.

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Literatur [1] DIN 18555-5:1986-03 Prüfung von Mörteln mit mineralischen Bindemitteln; Festmörtel; Bestimmung der Haftscherfestigkeit von Mauermörteln.

[2] DIN EN 1052-3:2007-06 Prüfverfahren für Mauerwerk – Teil 3: Bestimmung der Anfangsscherfestigkeit (Haftscherfestigkeit).

[3] DIN EN 1052-1:1998-12 Prüfverfahren für Mauerwerk – Teil 1: Bestimmung der Druckfestigkeit.

[4] DIN EN 1052-2:1999-10 Prüfverfahren für Mauerwerk – Teil 2: Bestimmung der Biegezugfestigkeit.

[5] DIN V 18580:2007-03 Mauermörtel mit besonderen Eigenschaften.

[6] DIN EN 772-16:2011-07 Prüfverfahren für Mauersteine – Teil 16: Bestimmung der Maße.

[7] DIN EN 772-13:2000-09 Prüfverfahren für Mauersteine – Teil 13: Bestimmung der Netto- und Brutto-Trockenrohdichte von Mauersteinen (außer Natursteinen).

[8] DIN EN 772-20:2005-05 Prüfverfahren für Mauersteine – Teil 20: Bestimmung der Ebenheit von Mauersteinen.

[9] DIN EN 772-1:2011-07 Prüfverfahren für Mauersteine – Teil 1: Bestimmung der Druckfestigkeit.

[10] DIN EN 1015-6:2007-05 Prüfverfahren für Mörtel für Mauerwerk – Teil 6: Bestimmung der Rohdichte von Frischmörtel.

[11] DIN EN 1015-10:2007-05 Prüfverfahren für Mörtel für Mauerwerk – Teil 10: Bestimmung der Trockenrohdichte von Festmörtel.

[12] DIN EN 1015-11:2007-05 Prüfverfahren für Mörtel für Mauerwerk – Teil 11: Bestimmung der Biegezug- und Druckfestigkeit von Festmörtel.

[13] DIN EN 998-2:2010-12 Festlegungen für Mörtel im Mauerwerksbau – Teil 2: Mauermörtel.

[14] DIN EN 1015-2:2007-05 Prüfverfahren für Mörtel für Mauerwerk – Teil 2: Probenahme von Mörteln und Herstellung von Prüfmörteln.

[15] 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

Autoren dieses Beitrages: Prof. Dr.-Ing. Wolfgang Brameshuber Dipl.-Ing. Markus Graubohm Institut für Bauforschung der RWTH Aachen (ibac) Schinkelstraße 3, 52056 Aachen und Brameshuber+Uebachs Ingenieure GmbH Jakobstraße 12, 52064 Aachen

Aus der Lehre Fernlehrgang zum „Energieberater TU Darmstadt“ und „Fachplaner TU Darmstadt“ Einen gelungenen Start in das neue Jahr hatten 14 Teilnehmer an ZertifikatsFernlehrgängen, die die Ina Planungsgesellschaft (ina) in Kooperation mit der Technischen Universität (TU) Darmstadt durchführt: Am 18. Januar legten neun Besucher des Zertifikats-Fernlehrgangs „Wohngebäude im Bestand“ ihre schriftliche Abschlussprüfung erfolgreich in Südhessen ab. Sie dürfen sich ab sofort „Energieberater TU Darmstadt“ nennen.

Als „Fachplaner TU Darmstadt“ haben sich fünf Teilnehmer des Zertifikats-Fernlehrgangs „Vom Passiv- zum Plus-EnergieHaus im Neubau“ am 24. Januar qualifiziert. Mit den praxisnahen Weiterbildungen wird ein neues Geschäftsfeld – und das ohne Ausfallzeiten im Büro erschlossen.

Die energetischen Anforderungen an Gebäude und ihre technische Ausstattung wachsen stetig. Hierzu müssen alle am Bau Beteiligten immer auf dem neusten Stand sein. Im Mai 2014 tritt die neue Energieeinsparverordnung (EnEV) in Kraft. Sie weist den Weg zu den von

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der Europäischen Union ab 2021 geforderten Niedrigstenergiehäusern. Sanierungen sollen nach und nach ein vergleichbares Niveau erzielen.

Zum Thema Plus-Energie-Häuser bietet die Planungsgesellschaft ina gemeinsam mit der TU Darmstadt die genannten praxisnahen Weiterbildungsgänge für Architekten, Ingenieure, Fachplaner, Handwerker und Techniker an.

Bisher haben insgesamt 331 Teilnehmer die Abschlussprüfungen der Zertifikats-Fernlehrgänge zu Wohngebäuden, Nichtwohngebäuden sowie zu Passiv-, Null- und Plus-Energie-Häusern bestanden. Die Inhalte sämtlicher Lehrgänge wurden von dem Team der Universität und ina erarbeitet, das auch die kontinuierliche fachliche Betreuung der Teilnehmer übernimmt. Ziel der webbasierten Trainings ist, die am Bau Beteilungen für das Planen, Errichten und Sanieren energieeffizienter Gebäude zu qualifizieren. Dazu gehört auch die Vermittlung von gesetzlichen Grundlagen, wie die Anforderungen der EnEV, inter- disziplinäre Herangehensweisen und anschauliche Beispiele aus der Praxis eines Energieberaters. Einzige Präsenzveranstaltung der Kurse ist die jeweilige Ab-

schlussprüfung. Sie findet einmal pro Quartal statt.

Darüber hinaus eröffnet das erfolgreiche Absolvieren der Online-Prüfung des Fortbildungslehrgangs „Auffrischung für Energieeffizienz-Experten“ Planern Möglichkeiten: Durch den Besuch der 16 Unterrichtseinheiten können sie weiterhin als Energieeffizienz- Experten bei der Deutschen Energie-Agentur GmbH (dena) geführt werden. Absolventen, die Fortbildungen nach den alten Richtlinien zur „Vor-Ort-Beratung“ (vor 2012) abschlossen haben, können sich mit dem Kurs nachschulen und sich so erstmalig in die Liste der dena eintragen lassen.

Die Anmeldung und die Teilnahme an den Lehrgängen sind jederzeit möglich.

Nähere Informationen und kostenfreie Demo-Versionen unter: http://www.energieberater-ausbildung.de Weitere Auskünfte: Bettina Gehbauer-Schumacher, Smart Skript – Fachkommunikation für Architektur und Energie, Donaustraße 7, 64347 Griesheim, Tel.: 06155/667708, info@smartskript.de

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Fachthemen Wolfgang Brameshuber Markus Graubohm

DOI: 10.1002/dama.201400606

Formfaktoren für Mauersteine Bei der Druckfestigkeitsprüfung von Mauersteinen ist die Höhe des Prüfwertes von verschiedenen Faktoren abhängig. So kann u. a. die während der Druckbelastung hervorgerufene Querdehnungsbehinderung den Prüfwert der Druckfestigkeit deutlich beeinflussen. Wie groß dieser Einfluss ist, hängt im Wesentlichen von der Schlankheit der Mauersteine ab. Mit abnehmender Schlankheit vergrößert sich der Prüfwert der Druckfestigkeit durch den Einfluss der Querdehnungsbehinderung. Bei gleichem Mauersteinmaterial ergeben sich somit für Mauersteine mit geringer Schlankheit deutlich höhere Druckfestigkeitswerte als für Mauersteine mit größerer Schlankheit. Als weitere Einflussfaktoren können der Feuchtegehalt und das Größenformat der Prüfkörper genannt werden. Ziel einer am Institut für Bauforschung (ibac) der RWTH Aachen University durchgeführten Forschungsarbeit war die voneinander losgelöste Herleitung von differenzierten Formfaktoren für die zuvor genannten Einflussfaktoren. Untersucht wurden Prüfkörper mit unterschiedlichen Schlankheiten, Feuchtegehalten und Formaten, die aus Porenbeton-Planelementen der Festigkeitsklassen 2 und 6 sowie Kalksandstein-Planelementen der Festigkeitsklasse 20 entnommen wurden. Die Ergebnisse dieser Untersuchungen werden im vorliegenden Artikel vorgestellt.

Shape factors for masonry units. In compressive tests on masonry units, the height of the test value depends on different factors. Among others, the effect of platen restraint occurring during compression may exert a significant influence on the test value of the compressive strength. The extent of this influence mainly depends on the slenderness of the masonry units. The test value of the compressive strength increases with decreasing slenderness due to the influence exerted by the effect of platen restraint. Thus, when the masonry units are made of the same material, masonry units with a low slenderness yield significantly higher compressive strength values than masonry units with a high slenderness. Further influencing factors are the moisture content and the dimensions of the test specimens. It was the aim of a research project conducted at the Institute of Building Materials research (ibac) of RWTH Aachen University to separately derive defined shape factors for the previously mentioned influencing factors. Test specimens with different ratios of slenderness, moisture contents and dimensions which were taken from autoclaved aerated concrete high precision elements of strength classes 2 and 6 as well as from calcium silicate high precision elements of strength class 20 were examined. The results of these investigations are presented in the present paper.

1 Einleitung Die Druckfestigkeit von Mauersteinen ist von verschiedenen Einflussfaktoren abhängig. Bei der einaxialen Druckfestigkeitsprüfung von Mauersteinen tritt in Richtung der Belastung eine Stauchung und rechtwinklig dazu eine Dehnung des Prüfkörpers auf. Die in Richtung der unbelasteten Achsen entstehende Querdehnung wird im Bereich der Kontaktflächen von Prüfkörper und Prüfmaschine durch die im Vergleich zum Mauerstein steifen, aus Stahl bestehenden Druckplatten behindert. Hierdurch wird der Prüfwert der Druckfestigkeit beeinflusst, was zu einer Überschätzung der Steindruckfestigkeit führen kann.

Wie groß dieser Einfluss ist, hängt von den Steifigkeitsverhältnissen zwischen Mauerstein und Druckplatten und der Endflächenreibung zwischen Druckplatten und Prüfkörper, im Wesentlichen jedoch von der Schlankheit der Mauersteine ab. Mit abnehmender Schlankheit vergrößert sich der Prüfwert der Druckfestigkeit durch den Einfluss der Querdehnungsbehinderung. Bei gleichem Mauersteinmaterial ergibt sich somit für Mauersteine mit niedriger Schlankheit ein deutlich höherer Prüfwert der Druckfestigkeit als für Mauersteine mit größerer Schlankheit. Dieser Einfluss ist aus Untersuchungen an Betonprüfkörpern bereits bekannt, s. z. B. [1] bis [3]. Im Mauerwerk wirkt sich der Einfluss der Querdehnungsbehinderung von Mauersteinen allerdings praktisch nicht aus. Wie durch Untersuchungen an Mauerwerk aus Kalksandsteinen mit unterschiedlicher Höhe aber gleicher Materialfestigkeit gezeigt werden konnte, ist die Mauerwerkdruckfestigkeit nahezu unabhängig von den Mauersteinmaßen [4]. Daher muss der Einfluss der Prüfkörperschlankheit auf den Prüfwert der Steindruckfestigkeit berücksichtigt werden. Dies geschieht durch Umrechnung der Prüfwerte der Steindruckfestigkeit auf die Druckfestigkeit eines Bezugsformates unter Ansatz sogenannter Formfaktoren. Dadurch ergibt sich bei zutreffender Abschätzung der Formfaktoren ein von der Prüfkörperschlankheit unabhängiger Wert für die Druckfestigkeit der Mauersteine.

Als weitere Einflussfaktoren können der Feuchtegehalt und das Größenformat der Prüfkörper genannt werden. Es ist hinlänglich bekannt, dass die Druckfestigkeit von mineralischen Baustoffen mit steigendem Feuchtegehalt abnimmt. Der Einfluss des Feuchtegehalts auf die Druckfestigkeit von Zementsteinen wurde umfassend in

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[5] und [6] beschrieben. In [7] wurden Untersuchungen über den Einfluss des Feuchtigkeitszustands auf die Festigkeitseigenschaften von Beton durchgeführt. Der Einfluss der Prüfkörperfeuchtigkeit auf die Druckfestigkeit von Kalksandsteinen wurde in [8] untersucht. Auch hier war mit zunehmendem Feuchtegehalt grundsätzlich eine Abnahme der Druckfestigkeit zu beobachten. In [9] und [10] wurden alle zum damaligen Zeitpunkt verfügbaren Ergebnisse von Untersuchungen zum Einfluss des Feuchtegehalts von Mauersteinen auf deren Druckfestigkeit erfasst und ausgewertet sowie eigene Versuche durchgeführt. Da der unterschiedliche Feuchtezustand von Mauersteinen bei deren Prüfung und beim Vermauern die Druckfestigkeit beeinflusst, muss auch dies durch Umrechnung auf eine Bezugsfeuchte berücksichtigt werden. Insbesondere bei Mauersteinen aus Porenbeton ist die Berücksichtigung der Steinfeuchte notwendig, da diese herstellungsbedingt einen sehr hohen Feuchtegehalt aufweisen. Die Änderung der Steindruckfestigkeit in Abhängigkeit des Feuchtegehalts lässt sich durch einen Feuchtekorrekturfaktor beschreiben, der als Verhältniswert der Druckfestigkeit bei unterschiedlichen Feuchtegehalten zur Druckfestigkeit bei einem Bezugsfeuchtezustand definiert ist.

Neben der Schlankheit und dem Feuchtegehalt hat auch das Größenformat der Mauersteine einen Einfluss auf den Prüfwert der Druckfestigkeit. Unter diesem Größeneinfluss versteht man die unterschiedlichen Prüfwerte der Druckfestigkeit bei für alle Maßrichtungen gleichen Seitenverhältnissen jedoch unterschiedlicher Kantenlänge. Dieser Größeneinfluss ist vom Beton her bekannt und bewirkt, dass die Druckfestigkeit von Würfelprüfkörpern mit zunehmender Kantenlänge abnimmt. Als Ursache dafür gilt die höhere Wahrscheinlichkeit, dass die Anzahl von Schwachstellen im Material mit zunehmender Prüfkörpergröße zunimmt.

Weitere mögliche Einflüsse sind Erhärtungsbedingungen und ggf. auch die Karbonatisierung, s. [6]. Eine Übertragbarkeit auf Mauersteine wurde bis jetzt nicht weiter untersucht.

Ziel einer am Institut für Bauforschung der RWTH Aachen University durchgeführten Forschungsarbeit war, die voneinander losgelöste Herleitung von differenzierten Formfaktoren bei Vollsteinen für die zuvor genannten Einflussfaktoren. Untersucht wurden Prüfkörper mit unterschiedlichen Schlankheiten, Feuchtegehalten und Formaten, die aus Porenbeton-Planelementen der Festigkeitsklassen 2 und 6 sowie Kalksandstein-Planelementen der Festigkeitsklasse 20 entnommen wurden.

2 Formfaktoren in der Normung 2.1 Deutsche Formfaktoren Die Berücksichtigung von Formfaktoren bei der Druckfestigkeitsprüfung von Mauersteinen ist dann erforderlich, wenn sich die Formate der Mauersteine deutlich voneinander unterscheiden. In der Vergangenheit war der Mauerwerkbau von eher kleinformatigen Mauersteinen (DF, NF, 2DF, 3DF) geprägt. Auch damals war bereits bekannt, dass bei ansonsten gleichen Verhältnissen schlanke Mauersteine niedrigere Festigkeitswerte in der Druckprüfung erreichen als gedrungene Formate. Dieser Einfluss wurde sowohl bei Mauerziegeln als auch bei Kalksandsteinen insofern berücksichtigt, als dass die Druckprüfung bei normal- und dünnformatigen Vollsteinen (NF, DF) an gegenläufig aufeinandergemauerten Steinhälften und bei größe-

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ren Formaten an ganzen Mauersteinen erfolgte. Darüber hinaus war es damals nicht nötig, Formfaktoren einzuführen. Im Laufe der Jahrzehnte verloren kleinformatige Mauersteine als tragendes Mauerwerk immer mehr an Bedeutung. Mit der zunehmenden Vielfalt der Steinformate und vor allem auch durch die Vergrößerung der Steinhöhe wurde eine differenziertere Berücksichtigung des Einflusses der Steinformate bei der Druckfestigkeitsprüfung erforderlich. In Deutschland wurden deshalb in den 1980er Jahren umfassende Untersuchungen zur Herleitung von Formfaktoren an verschiedenen handelsüblichen Mauersteinarten durchgeführt [4], [11] bis [16]. Die Ergebnisse dieser Untersuchungen wurden seinerzeit im Arbeitsausschuss „Mauerwerk“ des Normenausschusses Bauwesen diskutiert, beurteilt und daraufhin Vorschläge für Formfaktoren für die einzelnen Steinarten erarbeitet.

Bezugsformat bei den deutschen Formfaktoren ist das Steinformat 2DF. Der Einfachheit halber wurden die deutschen Formfaktoren nur in Abhängigkeit der Steinhöhe einheitlich für alle Mauersteinarten festgelegt (Tabelle 1).

Die Werte für die Formfaktoren betragen zwischen 1,0 und 1,2 und sind in den jeweiligen Mauersteinnormen angegeben. Für die Steinfestigkeitsklasse 2 ist einheitlich ein Formfaktor von 1,0 anzusetzen, da für Mauersteine dieser Festigkeitsklasse Formfaktoren nicht sicher nachgewiesen werden konnten. Dies ist damit zu erklären, dass der Einfluss der Querdehnungsbehinderung mit abnehmender Steifigkeit des Steinmaterials kleiner wird [17], [18].

Die Druckfestigkeit βD,st des Bezugsformates 2DF ergibt sich durch Multiplikation des Prüfwertes der Steindruckfestigkeit mit dem Formfaktor nach Gl. (1): βD,st = fDIN × βPR

(1)

mit βD,st Steindruckfestigkeit fDIN Formfaktor nach deutschen Normen βPR Prüfwert der Steindruckfestigkeit

2.2 Europäische Formfaktoren Im Rahmen der Erarbeitung des Eurocode 6 wurden für die entsprechende europäische Prüfnorm zur Bestimmung der Druckfestigkeit (DIN EN 772-1) ebenfalls Formfaktoren (δEN) für Mauersteine hergeleitet, die – abweichend von den deutschen Festlegungen – auf einen „Steinwürfel“ mit der Kantenlänge von 100 mm bezogen sind und von der Steinhöhe und dem Kleinstwert von Steinlänge oder -breite abhängen (Tabelle 2).

Die Druckfestigkeit βD,st des Bezugsformates (Würfel mit einer Kantenlänge 100 mm) ergibt sich durch MultipliTabelle 1. Deutsche Formfaktoren für Mauersteine Table 1. German shape factors for masonry units Steindruckfestigkeitsklasse 2 >2

Steinhöhe (Nennmaß in mm)

Formfaktor f

alle Höhen

1,0

< 175

1,0

≥ 175 < 238

1,1

≥ 238

1,2

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3 Experimentelle Untersuchungen 3.1 Allgemeines

Tabelle 2. Europäische Formfaktoren δEN für Mauersteine Table 2. European shape factors for masonry units Steinhöhe

kleinerer Wert von Steinlänge oder Steinbreite 50

100

150

200

≥ 250

–

–

mm 40

0,80

0,70

–

50

0,85

0,75

0,70

–

–

65

0,95

0,85

0,75

0,70

0,65

100

1,15

1,00

0,90

0,80

0,75

150

1,30

1,20

1,10

1,00

0,95

200

1,45

1,35

1,25

1,15

1,10

≥ 250

1,55

1,45

1,35

1,25

1,15

Ergänzend zu [17] wurden am ibac weitere Druckversuche unter Berücksichtigung verschiedener Einflüsse wie z. B. Prüfkörpergröße, Schlankheit, Feuchtegehalt und Festigkeit durchgeführt.

3.2 Versuchsprogramm Untersucht wurden Prüfkörper mit unterschiedlichen Formaten (Kantenlänge 40 mm, 100 mm, 200 mm), Schlankheiten (λ = 0,7, 1,0, 2,0, 3,0) und Feuchtegehalten (2 M.-%, 6 M.-%, wassersatt), die aus den nachfolgend aufgeführten großformatigen Porenbeton-Planelementen der Festigkeitsklassen 2 und 6 sowie Kalksandstein-Planelementen der Festigkeitsklasse 20 entnommen wurden: – PPE 2 – 0,4 – 625 × 300 × 625 – PPE 6 – 0,65 – 625 × 300 × 625 – KS 20 – 1,8 – 998 × 300 × 625 Eine Übersicht über das Versuchsprogramm enthält Tabelle 3.

Tabelle 3. Versuchsmatrix Table 3. Test program Steinart

Bild 1. Europäische Formfaktoren δEN für Mauersteine Fig. 1. European shape factors for masonry units

–

(2)

0,7

100

–

– ×

200

– ×

40

– ×

PP6

100

– ×

200

– ×

40

– ×

KS20

100

– ×

200

2,0

3,0

–

× PP2

1,0

mm 40

mit βD,st Steindruckfestigkeit δEN Formfaktor nach europäischer Norm DIN EN 772-1 βPR Prüfwert der Steindruckfestigkeit Werden die Formfaktoren aus Tabelle 2 in Abhängigkeit von der Schlankheit (Quotient aus Steinhöhe und Kleinstwert von Steinlänge und Steinbreite) für verschiedene Mindestwerte von Steinlänge und Steinbreite aufgetragen, so ergeben sich die in Bild 1 dargestellten Zusammenhänge für den Formfaktor δEN. Ab einer Steinhöhe h ≥ 250 mm werden konstante und damit von der Steinhöhe bzw. auch von der Schlankheit unabhängige Werte für die Formfaktoren angesetzt. Diese Werte sind in Bild 1 strichliert eingezeichnet.

Wie in Bild 1 dargestellt, ist der Bereich der europäischen Formfaktoren mit 0,70 bis 1,55 sehr groß. Vor allem bei sehr schlanken Planelementen ergeben sich bei Ansatz der europäischen Formfaktoren hohe Steindruckfestigkeiten, die unter Bezug auf Erkenntnisse aus Untersuchungen an Beton [1] nicht nachvollziehbar sind. Auch eigene Untersuchungen [17] haben gezeigt, dass die europäischen Formfaktoren bis auf wenige Ausnahmen deutlich höher sind als die aus den experimentellen Untersuchungen ermittelten. Dies betrifft vor allem den Schlankheitsbereich um λ = 1 und den Bereich höherer Schlankheiten ab λ ≥ 3.

l, b

Schlankheit λ = h/min(l, b)

×

kation des Prüfwertes der Steindruckfestigkeit mit dem Formfaktor nach Gl. (2): βD,st = δEN × βPR

Maße

–

× × × × × × × × × × × × × × × × × × × × × × × × × × ×

hm M.-%

×

×

–

–

×

×

–

–

×

×

–

–

×

×

–

–

×

×

–

–

×

×

–

–

×

×

–

–

×

×

–

–

×

×

–

–

6 2 100 6 2 100 6 2 100 6 2 100 6 2 100 6 2 100 6 2 100 6 2 100 6 2 100

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3.3 Prüfkörperentnahme und -vorbereitung 3.3.1 Prüfkörper aus Porenbeton-Planelementen Die Entnahme der Prüfkörper aus den Porenbeton-Planelementen erfolgte durch Trockensägen. Da auch die Beschaffenheit der Druckfläche den Prüfwert der Druckfestigkeit wesentlich beeinflusst, wurde bei der Prüfkörpervorbereitung großer Wert darauf gelegt, dass die zu belastenden Flächen des Prüfkörpers eben und planparallel zueinander sind. Aus diesem Grund wurden nach der Entnahme zunächst die Druckflächen der Prüfkörper so lange durch Abschleifen bearbeitet, bis die Anforderungen an die Ebenheit (DIN EN 772-20) und die Planparallelität (DIN EN 772-16) bei allen Prüfkörpern erfüllt waren. Zusätzlich wurden die Maße und die Masse der entnommenen Prüfkörper bestimmt. Anschließend erfolgte die Trocknung der Prüfkörper in einem Wärmeschrank bei einer Temperatur von max.

55 °C bis zum Erreichen der Massekonstanz nach DIN EN 772-13. Anschließend wurden die Prüfkörper auf den jeweiligen Feuchtegehalt (2 M.-%, 6 M.-% und wassergesättigter Zustand) eingestellt und luftdicht verpackt. Die Prüfkörper, die im wassergesättigten Zustand geprüft werden sollten, wurden mindestens eine Woche unter Wasser gelagert, ca. 24 h vor der Prüfung aus dem Wasser entnommen und ebenfalls in Folien luftdicht verpackt.

Zum Zeitpunkt der Druckprüfung sollte die Feuchte möglichst gleichmäßig über den Prüfkörperquerschnitt verteilt sein, um inhomogene Festigkeitseigenschaften aufgrund von Feuchteunterschieden zwischen Rand- und Kernbereich auszuschließen. Aus diesem Grund wurde vor der oben beschriebenen Konditionierung in einem Vorversuch zunächst die minimale Lagerungszeit bestimmt, die erforderlich ist, um von einer gleichmäßigen Feuchteverteilung im Prüfkörper ausgehen zu können. Hierzu wurde ein Würfel mit einer Kantenlänge von 100 mm aus einem Planelement der Festigkeitsklasse 6 entnommen und in einem Wärmeschrank bis zum Erreichen der Massekonstanz getrocknet. Der Porenbeton-Würfel wurde anschließend auf einen Feuchtegehalt von 6 M.-% eingestellt und luftdicht in Folie verpackt. Nach 18 Tagen wurde er aus der Folie entnommen und durch Trockensägen in fünf gleichgroße Prismen (S1 bis S5) zerschnitten und deren Masse bestimmt.

Wie in Tabelle 4 dargestellt, ergaben sich nur sehr geringe Unterschiede zwischen den Rohdichten der einzelnen Prismen (s. Tabelle 4). Es konnte demzufolge davon ausgegangen werden, dass sich nach ca. 18 Tagen luftdichter Verpackung bei den Würfeln mit 100 mm Kantenlänge ein gleich-

Tabelle 4. Feuchteverteilung Table 4. Moisture distribution h

m

ρ

[g]

[kg/dm³]

100,2

19,1

121,74

0,64

99,6

100,2

19,0

121,80

0,64

3

99,6

100,3

19,4

124,23

0,64

4

99,5

100,4

18,9

121,28

0,64

5

99,3

100,4

18,2

115,76

0,64

MW

99,4

100,3

18,9

120,96

0,64

l

w

1

99,2

2

Prüfkörper

18

[mm]

mäßiger Feuchtezustand über den Querschnitt einstellt.

Um bei den Würfeln mit einer Kantenlänge von 200 mm ähnliche Bedingungen sicherstellen zu können, wurde für diese Prüfkörper eine Lagerungsdauer von mindestens vier Wochen festgelegt.

3.3.2 Prüfkörper aus Kalksandstein-Planelementen Die Prüfkörper aus den großformatigen KalksandsteinPlanelementen wurden bei einer Steinmetz- und Steinbildhauerei unter Beaufsichtigung eines ibac-Mitarbeiters entnommen. Die Prüfflächen wurden nicht abgeschliffen, da die ausgesägten Prüfkörper die Anforderungen nach DIN EN 772-20 und DIN EN 772-16 erfüllt haben. Die weitere Prüfkörpervorbereitung erfolgte analog zu Abschnitt 3.3.1.

Die erforderliche Lagerungsdauer zur Sicherstellung einer gleichmäßigen Feuchteverteilung wurde für die Kalksandstein-Prüfkörper auf vier Wochen festgelegt.

3.4 Versuchsdurchführung Nach der Oberflächenbehandlung und der Konditionierung wurde die Druckfestigkeit der Prüfkörper in Anlehnung an DIN EN 772-1 geprüft. Die Belastungsgeschwindigkeit bei der Druckfestigkeitsprüfung wurde so gewählt, dass die erwarteten Höchstlasten nach ca. 60 s erreicht wurden. Die Versuchsergebnisse sind in den Tabellen 5 bis 13 zusammengefasst.

3.5 Versuchsauswertung 3.5.1 Allgemeines Zur Beschreibung des Schlankheitseinflusses wurde der Faktor fλ herangezogen, s. Gl. (3). Dieser bezieht die Druckfestigkeit eines Prüfkörpers auf die Druckfestigkeit eines Würfels mit gleicher Grundfläche:

fλ =

βPR,1,0 βPR

(3)

mit βPR Prüfwert der Steindruckfestigkeit βPR,1,0 Druckfestigkeit eines Würfels mit gleicher Grundfläche und 6 M.-% Feuchtegehalt Somit kann der Formfaktor fλ losgelöst vom Einfluss des Größenformats betrachtet werden, da die Prüfkörper einer Vergleichsserie (40 × 40 mm², 100 × 100 mm² und 200 × 200 mm² Grundfläche) jeweils im selben Größenverhältnis zueinander stehen.

Unter Bezug auf die Versuchswerte wurden Regressionsrechnungen für die Beschreibung des Zusammenhangs zwischen dem Formfaktor fλ und der Prüfkörperschlankheit λ durchgeführt. Die Koeffizienten des in Gl. (4) verwendeten Ansatzes aus [17] wurden durch Minimierung der Fehlerquadratsumme bestimmt. f(λ) = a × λb

(4)

mit a, b Koeffizienten aus Regressionsrechnung λ Schlankheit des Prüfkörpers

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Gleichung (4) wurde zur Beschreibung des Formfaktors für die Druckfestigkeit von Zylindern mit Schlankheiten ≤ 2 bei Betonprüfkörpern verwendet. Es ist zu beachten, dass dieser Ansatz für hohe Schlankheiten keinen Endwert erreicht.

Als weiterer Ansatz diente Gl. (5), die für hohe Schlankheiten einen Grenzwert anstrebt: c

f(λ) = a × (1 – e–bxλ )

(5)

mit a, b, c Koeffizienten aus Regressionsrechnung λ Schlankheit des Prüfkörpers Zur Beschreibung des Einflusses der Prüfkörperfeuchte wurde der Faktor fW betrachtet, s. Gl. (6). Dieser bezieht die Druckfestigkeit eines Prüfkörpers auf die Druckfestigkeit eines Würfels mit gleicher Grundfläche und einem Feuchtegehalt von 6 M.-%:

fw =

βPR,1,0/6 βPR

(6)

mit Prüfwert der Steindruckfestigkeit βPR βPR,1,0/6 Druckfestigkeit eines Würfels mit gleicher Grundfläche und 6 M.-% Feuchtegehalt

3.5.2 Porenbeton, Festigkeitsklasse 2 Die an den Prüfkörpern aus PPE 2 bestimmten Druckfestigkeitswerte sind als Balkendiagramm in Bild 2 zusammengefasst.

Eine Übersicht der Ergebnisse der Untersuchungen an Porenbetonprüfkörpern der Festigkeitsklasse 2 ist in den Tabellen 5 bis 7 getrennt nach den zu untersuchenden Einflussgrößen Schlankheit, Feuchtegehalt und Größenformat aufgeführt. Auf eine Darstellung der Einzelwerte der jeweiligen Versuchsserien wird aus Gründen der Übersichtlichkeit verzichtet.

Einflussgröße Schlankheit Für Porenbeton der Festigkeitsklasse 2 zeigen die Versuchsergebnisse keinen maßgebenden Einfluss auf einen Formfaktor für die untersuchten Schlankheiten (Bild 3 und Tabelle 5).

Einflussgröße Feuchtegehalt Ein Einfluss des Feuchtegehalts auf den Prüfwert der Druckfestigkeit ist nicht bei allen Versuchsserien erkennbar, s.

Bild 4 und Tabelle 6). Für die Versuchsserien mit einer Kantenlänge von 40 mm bzw. 100 mm ergibt sich bei einem

Für die Regressionsrechnungen zur Beschreibung des Zusammenhangs zwischen dem Formfaktor fw und dem Feuchtegehalt hm wurde in Anlehnung an [10] folgende Gl. (7) gewählt: f(hm) = a + b × ln(hm)

(7)

mit a, b, c Koeffizienten aus Regressionsrechnung Feuchtegehalt der Prüfkörper in M.-% hm Der Formfaktor zur Beschreibung des Formateinflusses fG wird in Gl. (8) beschrieben:

fG =

βPR,100 βPR

(8)

Bild 2. Ergebnisse von Druckversuchen an Prüfkörpern aus PPE 2 Fig. 2. Results of compressive strength tests on AAC-specimens (strength class 2)

mit Prüfwert der Steindruckfestigkeit βPR βPR,100 Druckfestigkeit eines Würfels mit der Kantenlänge 100 mm und 6 M.-% Feuchtegehalt Durch die zuvor dargestellten Formfaktoren kann für einen beliebigen Probekörper die äquivalente Druckfestigkeit für das Bezugsformat, einem Würfel mit 100 mm Kantenlänge und 6 M.-% Feuchtegehalt, mit Gl. (9) bestimmt werden: βPR,1,0 = (fG × fW × fλ) × βPR mit fG Formfaktor Größenformat fw Formfaktor Feuchtegehalt fλ Formfaktor Schlankheit

(9) Bild 3. Ergebnisse von Druckversuchen an Prüfkörpern aus PPE 2, Formfaktor fλ in Abhängigkeit von der Schlankheit λ Fig. 3. Results of compressive strength tests on AAC-specimens (strength class 2), shape factor fλ depending on the slenderness λ

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Tabelle 5. Ergebnisse von Druckversuchen an Prüfkörpern aus PPE 2, Einflussfaktor Schlankheit Table 5. Results of compressive strength tests on AAC-specimens (strength class 2), Influencing factor slenderness

Serie

l

b

h

[mm]

βPR

λ

hm

[–]

[M-%]

MW1)

min

max

[N/mm²]

VarK2)

δEN

fλ

[%]

[–]

SFK2-0,7-40

40,8

40,9

26,6

0,7

6,0

3,0

2,8

3,3

6,0

0,96

–

SFK2-1,0-40

40,2

40,7

39,3

1,0

6,0

2,9

2,6

3,1

7,2

1,00

–

SFK2-2,0-40

40,7

40,8

78,6

1,9

6,0

2,9

2,8

3,1

3,7

1,01

–

SFK2-3,0-40

40,7

40,8

117,9

2,9

6,0

2,9

2,8

3,1

4,4

1,00

–

SFK2-0,7-100

100,4

100,7

67,4

0,7

6,0

2,7

2,3

3,1

10,6

1,02

0,87

SFK2-1,0-100

100,7

100,6

97,4

1,0

6,0

2,8

2,3

3,0

9,8

1,00

1,00

SFK2-2,0-100

100,8

100,8

197,5

2,0

6,1

2,1

1,9

2,3

8,3

1,34

1,35

SFK2-3,0-100

101,3

101,2

299,6

3,0

6,0

1,9

1,7

2,1

8,3

1,42

1,45

SFK2-0,7-200

200,3

199,9

138,8

0,7

6,0

2,5

2,4

2,6

3,8

0,87

0,96

SFK2-1,0-200

200,5

199,1

196,2

1,0

6,0

2,2

1,8

2,3

9,8

1,00

1,15

SFK2-2,0-200

200,8

199,8

376,1

1,9

6,0

2,3

2,2

2,4

3,8

0,96

1,25

SFK2-3,0-200

201,0

201,1

580,8

2,9

6,0

2,2

2,0

2,4

6,4

1,01

1,25

1) 2)

Mittelwert einer Versuchsserie, bestehend aus jeweils 6 Einzelwerten Variationskoeffizient

Tabelle 6. Ergebnisse von Druckversuchen an Prüfkörpern aus PPE 2, Einflussfaktor Feuchtegehalt Table 6. Results of compressive strength tests on AAC-specimens (strength class 2), influencing factor moisture content

Serie

l

b

h

λ

hm

[–]

[M-%]

39,2

1,0

2,0

[mm] SFK2-1,0-40-2%

40,7

40,6

βPR MW1)

min

max

[N/mm²] 3,0

2,7

3,1

VarK2)

fW

[%]

[–]

6,4

0,95

SFK2-1,0-40-6%

40,4

40,7

39,7

1,0

6,1

2,8

2,5

3,2

8,0

1,00

SFK2-1,0-40-100%

40,7

40,7

39,1

1,0

76,5

2,6

2,2

2,9

9,8

1,09

SFK2-1,0-100-2%

100,6

101,1

97,5

1,0

2,1

3,0

2,8

3,4

8,2

0,94

SFK2-1,0-100-6%

100,6

100,8

97,5

1,0

6,0

2,9

2,6

3,1

6,2

1,00

SFK2-1,0-100-100%

100,5

100,5

98,1

1,0

75,6

2,5

2,3

2,8

6,3

1,13

SFK2-1,0-200-2%

200,3

200,8

197,9

1,0

2,0

2,5

2,3

2,6

4,0

1,00

SFK2-1,0-200-6%

199,2

201,0

197,7

1,0

5,9

2,5

2,2

2,8

7,0

1,00

SFK2-1,0-200-100%

200,2

201,2

197,9

1,0

77,6

2,6

2,5

2,7

4,3

0,96

1) 2)

Mittelwert einer Versuchsserie, bestehend aus jeweils 6 Einzelwerten Variationskoeffizient

Bild 4. Ergebnisse von Druckversuchen an Prüfkörpern aus PPE 2, Formfaktor fw in Abhängigkeit vom Feuchtegehalt hm Fig. 4. Results of compressive strength tests on AAC-specimens (strength class 2), shape factor fw depending on the moisture content hm

20

Feuchtegehalt hm = 2 M.-% ein Formfaktor fw = 0,95 (40 mm) bzw. fw = 0,94 (100 mm) und bei Wassersättigung ein Formfaktor fw = 1,09 (40 mm) bzw. 1,13 (100 mm). Die Versuchsergebnisse der Würfel mit 200 mm Kantenlänge weichen mit einem Formfaktor von fw = 1,0 für 2 M.-% und fw = 0,96 für Wassersättigung deutlich ab und sind nicht plausibel, da sie dem zu erwartenden Zusammenhang (geringere Druckfestigkeit mit zunehmender Feuchte) widersprechen.

Unter Bezug auf die Ergebnisse der Versuchsserien mit Würfeln der Kantenlänge 40 mm bzw. 100 mm wurden Regressionsrechnungen für die Beschreibung des Zusammenhangs zwischen dem Formfaktor fw und dem Feuchtegehalt hm durchgeführt. Die Auswertung der Datenbasis erfolgte über die Mittelwerte der Versuchsserien. Die Koeffizienten des verwendeten Ansatzes aus Gl. (7) wurden durch Minimierung der Fehlerquadratsumme bestimmt.

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W. Brameshuber/M. Graubohm · Formfaktoren für Mauersteine

Tabelle 7. Ergebnisse von Druckversuchen an Prüfkörpern aus PPE 2, Einflussfaktor Größenformat Table 7. Results of compressive strength tests on AAC-specimens (strength class 2), influencing factor dimensions

Serie

l

b

h

[mm]

βPR

λ

hm

[–]

[M-%]

MW1)

min

max

[N/mm²]

VarK2)

δEN

fG

[%]

[–]

SFK2-1,0-40

40,7

40,5

39,2

1,0

6,0

2,8

2,6

3,0

6,0

1,04

0,80

SFK2-1,0-100

100,5

101,1

96,6

1,0

6,0

2,9

2,5

3,2

9,2

1,00

1,00

SFK2-1,0-200

200,1

200,7

197,5

1,0

6,0

2,4

2,3

2,7

6,5

1,22

1,15

1) 2)

Mittelwert einer Versuchsserie, bestehend aus jeweils 6 Einzelwerten Variationskoeffizient

Der Zusammenhang lässt sich bei Ausschluss der Versuchsserien mit Würfeln der Kantenlänge 200 mm sehr gut mit der in Bild 4 dargestellten Regressionsgleichung beschreiben.

Einflussgröße Größenformat Es ergeben sich Formfaktoren für einen Würfel mit 40 mm Kantenlänge von fG = 1,04 und für einen Würfel mit 200 mm Kantenlänge von fG = 1,22. Der ermittelte Formfaktor für einen Würfel mit der Kantenlänge 40 mm ist allerdings nicht plausibel. Hier wäre zu erwarten gewesen, dass sich ein Formfaktor < 1,0 ergibt.

Die Ergebnisse der Untersuchungen zum Einfluss des Größenformats auf die Druckfestigkeit von Porenbetonprüfkörpern der Festigkeitsklasse 2 sind in Tabelle 7 zusammengefasst.

3.5.3 Porenbeton, Festigkeitsklasse 6 Eine Übersicht über sämtliche an den Prüfkörpern aus PPE 6 bestimmten Druckfestigkeitswerte ist in Bild 5 dargestellt.

Die Ergebnisse der Untersuchungen an Porenbetonprüfkörpern der Festigkeitsklass 6 sind zusätzlich, getrennt nach den zu untersuchenden Einflussgrößen Schlankheit, Feuchtegehalt und Größenformat, in den Tabellen 8 bis 10 zusammengefasst. Auf eine Darstellung der Einzelwerte der jeweiligen Versuchsserien wird aus Gründen der Übersichtlichkeit verzichtet.

Bild 5. Ergebnisse von Druckversuchen an Prüfkörpern aus PPE 6 Fig. 5. Results of compressive strength tests on AAC-specimens (strength class 6)

Einflussgröße Schlankheit Bei den Versuchsserien mit der Kantenlänge 40 mm ist der Einfluss der Prüfkörperschlankheit auf den Prüfwert der Druckfestigkeit nicht erkennbar. Der Formfaktor beträgt bei der Schlankheit λ = 0,7 fλ = 1,08, bei λ = 2,0 fλ = 1,00 und bei λ = 3,0 fλ = 1,03. Bei den Versuchsserien mit Kantenlängen von 100 mm bzw. 200 mm lassen sich dagegen Formfaktoren für Prüfkörperschlankheiten λ > 1 ableiten.

Der Formfaktor ergibt sich bei λ = 2,0 zu fλ = 1,15 (Kantenlänge 100 mm) bzw. fλ = 1,11 (Kantenlänge 200 mm) und bei λ = 3,0 zu fλ = 1,26 (Kantenlänge 100 mm) bzw. fλ = 1,22 (Kantenlänge 200 mm). Vergleicht man die Ergebnisse mit Werten aus der Literatur, so wäre zu erwarten gewesen, dass der Formfaktor ab einer Schlankheit von etwa λ = 2,0 konstant bleibt. Dies ist hier nicht zu erkennen und steht im Widerspruch zu den bisherigen Ergebnissen der theoretischen und experimentellen Untersuchungen in [17]. Da der Formfaktor nicht konvergiert, wurde für die Regression der Ansatz nach Gl. (4) gewählt. Dabei wurden nur die Prüfserien mit den Kantenlängen 100 mm und 200 mm berücksichtigt.

Die Ergebnisse der Untersuchungen zum Einfluss der Schlankheit auf die Druckfestigkeit von Porenbetonprüfkörpern der Festigkeitsklasse 6 sind in Bild 6 und in Tabelle 8 dargestellt.

Einflussgröße Feuchtegehalt Bei allen Versuchsserien ist ein Einfluss des Feuchtegehalts der Prüfkörper auf den Prüfwert der Druckfestigkeit deutlich

Bild 6. Ergebnisse von Druckversuchen an Prüfkörpern aus PPE 6, Formfaktor fλ in Abhängigkeit von der Schlankheit λ Fig. 6. Results of compressive strength tests on AAC-specimens (strength class 6), shape factor fλ depending on the slenderness λ

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W. Brameshuber/M. Graubohm · Formfaktoren für Mauersteine

Tabelle 8. Ergebnisse von Druckversuchen an Prüfkörpern aus PPE 6, Einflussfaktor Schlankheit Table 8. Results of compressive strength tests on AAC-specimens (strength class 6), influencing factor slenderness l

Serie

b

h

λ

hm

[mm]

βPR MW1)

min

max

[N/mm²]

VarK2)

δEN

fλ

[–]

[M-%]

SFK6-0,7-40

40,3

40,3

26,9

0,7

6,0

7,1

6,3

8,8

12,8

[%] 1,08

[–] –

SFK6-1,0-40

40,4

40,4

39,4

1,0

6,0

7,6

5,8

9,1

14,6

1,00

–

SFK6-2,0-40

40,1

39,9

78,9

2,0

6,0

7,6

5,6

8,5

15,9

1,00

–

SFK6-3,0-40

40,1

40,6

118,7

3,0

6,0

7,4

6,0

8,5

12,2

1,03

–

SFK6-0,7-100

100,4

100,4

69,2

0,7

6,0

6,4

5,6

6,9

7,5

0,85

0,87

SFK6-1,0-100

100,6

100,7

98,7

1,0

6,1

5,4

4,1

8,1

16,5

1,00

1,00

SFK6-2,0-100

100,6

100,6

197,9

2,0

6,0

4,7

4,4

4,9

3,6

1,15

1,35

SFK6-3,0-100

100,6

100,7

298,9

3,0

6,0

4,3

4,1

4,6

4,6

1,26

1,45

SFK6-0,7-200

200,7

200,7

136,9

0,7

6,0

5,5

4,7

5,9

8,0

0,98

0,96

SFK6-1,0-200

200,6

200,9

198,2

1,0

6,0

5,4

4,7

5,7

6,6

1,00

1,10

SFK6-2,0-200

201,1

201,7

378,0

1,9

6,0

4,9

4,7

5,0

2,3

1,11

1,15

SFK6-3,0-200

201,9

201,6

581,1

2,9

6,1

4,4

3,9

4,7

7,5

1,22

1,25

1) 2)

Mittelwert einer Versuchsserie, bestehend aus jeweils 6 Einzelwerten Variationskoeffizient

Tabelle 9. Ergebnisse von Druckversuchen an Prüfkörpern aus PPE 6, Einflussfaktor Feuchtegehalt Table 9. Results of compressive strength tests on AAC-specimens (strength class 6), influencing factor moisture content

Serie

l

b

h

[mm] SFK6-1,0-40-2%

40,2

λ

hm

[–]

[M-%] 2,0

40,6

39,3

1,0

βPR MW1)

min

max

[N/mm²] 8,0

6,7

8,5

VarK2)

fW

[%]

[–]

8,9

0,94

SFK6-1,0-40-6%

40,1

40,4

39,5

1,0

6,1

7,5

6,5

8,3

8,7

1,00

SFK6-1,0-40-100%

40,2

40,7

38,9

1,0

76,5

6,9

5,7

7,5

9,9

1,08

SFK6-1,0-100-2%

100,6

101,1

98,4

1,0

2,1

7,1

5,4

7,9

12,6

0,97

SFK6-1,0-100-6%

100,2

100,4

97,8

1,0

6,0

6,9

5,9

7,8

10,6

1,00

SFK6-1,0-100-100%

99,8

100,3

97,9

1,0

68,1

6,5

5,9

7,1

6,7

1,07

SFK6-1,0-200-2%

199,4

200,0

198,0

1,0

2,1

5,9

5,6

6,7

7,4

0,97

SFK6-1,0-200-6%

198,2

200,7

198,0

1,0

6,0

5,7

5,3

6,2

6,9

1,00

SFK6-1,0-200-100%

200,2

200,4

198,0

1,0

65,6

5,6

4,9

6,1

8,7

1,01

1) 2)

Mittelwert einer Versuchsserie, bestehend aus jeweils 6 Einzelwerten Variationskoeffizient

Bild 7. Ergebnisse von Druckversuchen an Prüfkörpern aus PPE 6, Formfaktor fw in Abhängigkeit vom Feuchtegehalt hm Fig. 7. Results of compressive strength tests on AAC-specimens (strength class 6), shape factor fw depending on the moisture content hm

22

erkennbar, s. Bild 7. Bei einem Feuchtegehalt hm = 2 M.-% beträgt der Formfaktor fw = 0,94 (Kantenlänge 40 mm) bzw. fλ = 0,97 (Kantenlänge 100 und 200 mm). Die Versuchsserien, bei denen die Druckfestigkeit an wassergesättigten Proben bestimmt wurde, ergaben sich Werte zwischen fw = 1,01 (Kantenlänge 200 mm) und fw = 1,08 (Kantenlänge 40 mm).

Die Formfaktoren bei den Versuchsserien mit den Kantenlängen 40 mm und 100 mm stimmen für die jeweiligen Prüffeuchten nahezu überein. Die Ergebnisse der Versuchsserie mit der Kantenlänge 200 mm weichen geringfügig hiervon ab. Insgesamt werden aber die Ergebnisse der Untersuchungen zum Einfluss des Feuchtegehalts auf die Druckfestigkeit von Porenbetonprüfkörpern der Festigkeitsklasse 2 bestätigt.

Die Ergebnisse der Untersuchungen zum Einfluss des Feuchtegehalts auf die Druckfestigkeit von Porenbetonprüfkörpern der Festigkeitsklasse 6 sind in Bild 7 und in Tabelle 9 dargestellt.

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W. Brameshuber/M. Graubohm · Formfaktoren für Mauersteine

Tabelle 10. Ergebnisse von Druckversuchen an Prüfkörpern aus PPE 6, Einflussfaktor Größenformat Table 10. Results of compressive strength tests on AAC-specimens (strength class 6), influencing factor dimensions

Serie

l

b

βPR

λ

hm

[–]

[M-%]

39,3

1,0

6,0

7,8

6,6

8,2

7,6

0,87

0,803)

h

[mm]

MW1)

min

max

[N/mm²]

VarK2)

δEN

fG

[%]

[–]

SFK6-1,0-40

40,3

40,4

SFK6-1,0-100

100,1

100,2

98,0

1,0

6,0

6,8

5,8

8,1

12,0

1,00

1,00

SFK6-1,0-200

200,3

200,4

197,0

1,0

6,0

5,7

4,7

6,3

9,5

1,19

1,15

1) 2) 3)

Mittelwert einer Versuchsserie, bestehend aus jeweils 6 Einzelwerten Variationskoeffizient Wert nach DIN EN 772-1 für Prüfkörper mit l × b × h = 50 mm × 40 mm × 40 mm

Einflussgröße Größenformat Auf Grundlage der Versuchsergebnisse ergeben sich Formfaktoren fG = 0,87 für Würfel mit 40 mm Kantenlänge bzw. fG = 1,22 für Würfel mit 200 mm Kantenlänge.

Die Ergebnisse der Untersuchungen zum Einfluss des Größenformats auf die Druckfestigkeit von Porenbetonprüfkörpern der Festigkeitsklasse 6 sind Tabelle 10 zusammengefasst.

Einflussgröße Schlankheit In Bild 9 ist der Formfaktor fλ in Abhängigkeit von der Schlankheit λ für Kalksandsteinprüfkörper der Festigkeitsklasse 20 dargestellt. Der Einfluss der Prüfkörperschlankheit auf den Prüfwert der Druckfestigkeit ist bei allen Versuchsserien erkennbar, wobei für Prüfkörper mit einer Kantenlänge von 40 mm sich im Vergleich zu den Prüfkörpern

mit 100 mm bzw. 200 mm Kantenlänge für eine Schlankheit λ > 2 höhere Werte ergeben haben.

Der Formfaktor beträgt bei den Prüfkörpern mit einer Schlankheit λ = 0,7 fλ = 0,92 (Kantenlänge 40 mm) bzw. fλ = 0,90 (Kantenlänge 100 mm und 200 mm). Für die Prüfkörper mit einer mit Kantenlänge von 40 mm ergibt sich ein Formfaktor fλ = 1,31 für die Schlankheit λ = 2,0 und λ = 3,0.

Bei den Prüfkörpern mit einer Kantenlänge von 100 mm beträgt der Formfaktor fλ = 1,17 (λ = 2,0) bzw. fλ = 1,18 (λ = 3,0) und bei den Prüfkörpern mit einer Kantenlänge von 200 mm fλ = 1,12 (λ = 2,0) bzw. fλ = 1,13 (λ = 3,0). Generell ist bei allen Größenformaten zu beobachten, dass der Formfaktor ab einer Schlankheit von 2 näherungsweise konstant bleibt. Dies bestätigt die theoretischen Untersuchungen aus [17], steht jedoch im Widerspruch zu den an Porenbeton bestimmten Ergebnissen.

Es wurden zwei Regressionen berechnet. Bei der ersten Regression wurden alle Versuchsserien berücksichtigt, bei der zweiten Regression wurden nur die Versuchsserien mit 100 mm bzw. 200 mm Kantenlänge betrachtet. Da zu erkennen ist, dass sich der Formfaktor einem Grenzwert annähert, wurde für die Regressionsrechnungen der Ansatz aus Gl. (5) gewählt.

Die Ergebnisse der Untersuchungen zum Einfluss der Schlankheit auf die Druckfestigkeit von Kalksandsteinprüfkörpern der Festigkeitsklasse 20 sind in Bild 9 und in Tabelle 11 dargestellt.

Bild 8. Ergebnisse von Druckversuchen an Prüfkörpern aus KS-PE 20 Fig. 8. Results of compressive strength tests on CS-specimens (strength class 20)

Bild 9. Ergebnisse von Druckversuchen an Prüfkörpern aus KS-PE 20, Formfaktor fλ in Abhängigkeit von der Schlankheit λ Fig. 9. Results of compressive strength tests on CS-specimens (strength class 20), shape factor fλ depending on the slenderness λ

3.5.4 Kalksandstein, Festigkeitsklasse 20 Eine Übersicht über sämtliche an den Prüfkörpern aus den Kalksand-Planelementen der Festigkeitsklasse 20 bestimmten Druckfestigkeitswerte ist in Bild 8 dargestellt.

Die Ergebnisse der Untersuchungen an Kalksandsteinprüfkörpern der Festigkeitsklasse 20 sind zusätzlich, getrennt nach den zu untersuchenden Einflussgrößen Schlankheit, Feuchtegehalt und Größenformat, in den Tabellen 11 bis 13 zusammengefasst.

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W. Brameshuber/M. Graubohm · Formfaktoren für Mauersteine

Tabelle 11. Ergebnisse von Druckversuchen an Prüfkörpern aus KS-PE 20, Einflussfaktor Schlankheit Table 11. Results of compressive strength tests on CS-specimens (strength class 20), influencing factor slenderness l

Serie

b

λ

hm

[–]

[M-%]

h

[mm]

βPR MW1)

min

max

[N/mm²]

VarK2)

δEN

fλ

[%]

[–]

SFK20-0,7-40

40,9

39,9

28,1

0,7

6,0

22,9

24,1

22,0

3,7

0,92

–

SFK20-1,0-40

40,6

40,0

39,9

1,0

6,0

21,0

22,7

19,4

6,4

1,00

–

SFK20-2,0-40

40,7

40,0

80,4

2,0

6,0

16,0

17,1

14,9

5,4

1,31

–

SFK20-3,0-40

39,9

40,7

119,8

2,9

6,1

16,0

16,6

15,4

3,0

1,31

–

SFK20-0,7-100

100,3

99,9

69,9

0,7

6,0

22,9

22,1

24,1

3,4

0,90

0,87

SFK20-1,0-100

100,3

100,4

100,5

1,0

6,1

20,5

20,2

21,3

2,3

1,00

1,00

SFK20-2,0-100

100,2

100,0

200,3

2,0

6,1

17,6

17,1

18,2

2,3

1,17

1,35

SFK20-3,0-100

100,0

100,4

299,6

3,0

6,1

17,5

16,8

18,1

2,5

1,18

1,45

SFK20-0,7-200

200,0

200,2

139,9

0,7

6,1

21,3

19,5

23,9

7,2

0,90

0,96

SFK20-1,0-200

199,8

200,3

200,4

1,0

6,1

19,1

17,4

21,7

8,7

1,00

1,15

SFK20-2,0-200

199,9

200,1

400,4

2,0

6,0

17,0

15,5

19,3

8,2

1,12

1,25

SFK20-3,0-200

200,2

200,2

600,1

3,0

6,1

16,9

15,0

18,0

7,9

1,13

1,25

1) 2)

Mittelwert einer Versuchsserie, bestehend aus jeweils 6 Einzelwerten Variationskoeffizient

Tabelle 12. Ergebnisse von Druckversuchen an Prüfkörpern aus KS-PE 20, Einflussfaktor Feuchtegehalt Table 12. Results of compressive strength tests on CS-specimens (strength class 20), influencing factor dimensions

Serie

l

b

h

[mm] SFK20-1,0-40-2%

40,6

40,5

40,1

λ

hm

[–]

[M-%]

1,0

2,1

βPR MW1)

min

max

[N/mm²] 22,7

20,3

26,0

VarK2)

fW

[%]

[–]

10,3

0,90

SFK20-1,0-40-6%

41,0

40,8

40,0

1,0

6,0

20,4

20,0

21,1

2,2

1,00

SFK20-1,0-40-100%

40,0

40,3

39,8

1,0

16,5

19,1

16,6

23,7

14,0

1,07

SFK20-1,0-100-2%

100,4

100,0

100,1

1,0

2,1

23,9

21,8

29,1

11,1

0,85

SFK20-1,0-100-6%

100,4

100,4

100,0

1,0

6,1

20,3

19,6

21,2

2,6

1,00

SFK20-1,0-100-100%

100,3

100,7

100,0

1,0

15,8

18,5

17,9

19,5

3,1

1,10

SFK20-1,0-200-2%

199,8

200,3

199,8

1,0

2,1

21,8

20,3

25,1

7,7

0,88

SFK20-1,0-200-6%

200,0

200,4

199,7

1,0

6,1

19,2

16,6

20,4

6,8

1,00

SFK20-1,0-200-100%

199,9

200,3

199,9

1,0

14,9

17,6

16,4

18,4

4,1

1,09

1) 2)

Mittelwert einer Versuchsserie, bestehend aus jeweils 6 Einzelwerten Variationskoeffizient

Bild 10. Ergebnisse von Druckversuchen an Prüfkörpern aus KS-PE 20, Formfaktor fw in Abhängigkeit vom Feuchtegehalt hm Fig. 10. Results of compressive strength tests on CS-specimens (strength class 20), shape factor fw depending on the moisture content hm

24

Einflussgröße Feuchtegehalt Der Einfluss der Prüffeuchte auf die Druckfestigkeit ist bei allen Versuchsserien deutlich erkennbar. Für den Feuchtegehalt hm = 2 M.-% ergibt sich bei den Prüfkörpern mit der Kantenlänge 40 mm ein Formfaktor fw = 0,90. Für die Prüfkörper mit der Kantenlänge 100 mm beträgt der Formfaktor für hm = 2 M.-% fw = 0,85 und bei den Prüfkörpern mit der Kantenlänge 200 mm fw = 0,88. Die Versuchsserien, bei denen die Druckfestigkeit an wassergesättigten Prüfkörpern bestimmt wurde, ergaben sich Werte zwischen fw = 1,07 (Kantenlänge 200 mm) und fw = 1,10 (Kantenlänge 100 mm).

Die Formfaktoren der untersuchten Prüffeuchten unterscheiden sich bei unterschiedlichem Größenformat somit nur geringfügig. Die Versuchsergebnisse lassen sich sehr gut mit der in Bild 10 dargestellten Regressionsgleichung beschreiben.

Für Kalksandstein der Festigkeitsklasse 20 ist nach den vorliegenden Versuchsergebnissen ein Formfaktor von 0,9 für 2 M.-% Feuchte und 1,1 bei Wassersättigung anzusetzen.

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W. Brameshuber/M. Graubohm · Formfaktoren für Mauersteine

Tabelle 13. Ergebnisse von Druckversuchen an Prüfkörpern aus KS-PE 20, Einflussfaktor Größenformat Table 13. Results of compressive strength tests on CS-specimens (strength class 20), influencing factor dimensions l

Serie

b

h

[mm]

λ

hm

[–]

[M-%]

βPR MW1)

min

max

[N/mm²]

VarK2)

δEN

fG

[%]

[–]

SFK20-1,0-40

40,8

40,4

40,1

1,0

6,0

20,6

15,9

23,1

9,6

0,98

0,803)

SFK20-1,0-100

100,2

100,4

99,8

1,0

6,0

20,2

19,4

20,8

2,3

1,00

1,00

SFK20-1,0-200

199,5

200,5

199,9

1,0

6,1

19,6

18,0

20,5

5,0

1,03

1,15

1) 2) 3)

Mittelwert einer Versuchsserie, bestehend aus jeweils 6 Einzelwerten Variationskoeffizient Wert nach DIN EN 772-1 für Prüfkörper mit l × b × h = 50 mm × 40 mm × 40 mm

Die Ergebnisse der Untersuchungen zum Einfluss des Feuchtegehalts auf die Druckfestigkeit von Prüfkörpern aus Kalksandstein der Festigkeitsklasse 20 sind in Bild 10 und in Tabelle 12 dargestellt.

Einflussgröße Größenformat Der Einfluss des Größenformats auf die Druckfestigkeit ist hier nicht so deutlich erkennbar wie bei den Versuchsserien mit Porenbeton der Festigkeitsklasse 6. Der Formfaktor beträgt fG = 0,98 für Würfel mit 40 mm Kantenlänge bzw. fG = 1,03 für Würfel mit 200 mm Kantenlänge.

Die Ergebnisse der Untersuchungen zum Einfluss des Größenformats auf die Druckfestigkeit von Kalksandsteinprüfkörpern der Festigkeitsklasse 20 sind Tabelle 13 zusammengefasst.

4 Zusammenfassung Im Rahmen des vorgestellten Projektes wurden umfangreiche Druckversuche unter Berücksichtigung verschiedener Einflüsse wie z. B. Prüfkörpergröße, Schlankheit, Feuchtegehalt und Festigkeit durchgeführt. Untersucht wurden Prüfkörper mit unterschiedlichen Formaten (Kantenlänge 40, 100, 200 mm), Schlankheiten (λ = 0,7, 1,0, 2,0, 3,0) und Feuchtegehalten (2 M.-%, 5 M.-%, wassersatt), die aus großformatigen Porenbeton-Planelementen der Festigkeitsklasse 2 und 6 sowie Kalksandstein-Planelementen der Festigkeitsklasse 20 entnommen wurden.

Vorschläge für Formfaktoren für den Einfluss Schlankheit konnten auf Grundlage der Untersuchungen nicht in allen Fällen abgesichert formuliert werden, da die Versuchsergebnisse insbesondere bei den Prüfkörpern mit einer Grundfläche von 40 mm × 40 mm sehr gestreut haben. Der Einfluss des Feuchtegehalts auf die Druckfestigkeit konnte anhand der Versuche nachgewiesen und mit dem gewählten Ansatz gut beschrieben werden. Der Einfluss des Größenformats ist für alle Versuchsserien erkennbar, jedoch können auch hierfür aufgrund der vorliegenden Streuung abschließend keine abgesicherten Vorschläge formuliert werden. Weiterführende Untersuchungen zur Absicherung bzw. Abklärung des Einflusses Schlankheit bzw. Größeneinfluss sind wünschenswert.

Weiterhin ist noch zu überprüfen, inwieweit bei den heutigen Rohdichten und Lochanteilen extrem leichter Mauersteine die Annahmen zum Formfaktor tatsächlich noch gelten können.

Literatur [1] Schickert, G.: Formfaktoren der Betondruckfestigkeit. Die Bautechnik 58 (1981), H. 2, S. 52–57.

[2] Murdock, J. W., Kesler, C. E.: Effect of Length to Diameter Ratio of Specimen on the Apparent Compressive Strength of Concrete. ASTM Bulletin (1957), April, S. 68–73.

[3] Wesche, K.: Baustoffe für tragende Bauteile. Band 2: Beton, Mauerwerk. 3. Aufl. Wiesbaden: Bauverlag, 1993.

[4] Kirtschig, K., Kasten, D.: Formfaktoren für Mauersteine. In: Mauerwerk-Kalender 6 (1981), S. 687–703. Berlin: Ernst & Sohn.

[5] Wittmann, F. H.: Grundlagen eines Modells zur Beschreibung charakteristischer Eigenschaften des Betons. In: Schriftenreihe des Deutschen Ausschusses für Stahlbeton (1977), Nr. 290, S. 45–95. Berlin: Ernst & Sohn.

[6] Wesche, K. H.: Baustoffe für tragende Bauteile. Bd. 2: Beton, Mauerwerk. 3. Aufl. Wiesbaden: Bauverlag, 1993.

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Beton 20 (1970), Nr. 7, S. 303–309.

[8] Oppermann, H.-U.: Der Einfluss der Prüfkörperfeuchtigkeit.

Hannover: Prüf- und Forschungslaboratorium des Bundesverbandes Kalksandsteinindustrie e.V., 1966.

[9] Schubert, P., Schmidt, St.: Einfluß des Feuchtigkeitsgehaltes auf die Druckfestigkeit von Mauersteinen. Aachen: Institut für Bauforschung, 1988. Forschungsbericht Nr. F 277.

[10] Schubert, P., Schmidt, St.: Zum Einfluss des Feuchtegehaltes von Mauersteinen auf deren Druckfestigkeit. In: MauerwerkKalender 15 (1990), S. 499–505. Berlin: Ernst & Sohn.

[11] Kirtschig, K., Kasten, D., Cordes, R., Quincke, J. E.: Zur Einführung von Formfaktoren bei der Druckfestigkeitsprüfung von Kalksandsteinen. Hannover: Forschungsvereinigung „KalkSand“ e. V. des Bundesverbandes Kalksandsteinindustrie e. V., 1979. – Forschungsbericht Nr. 49.

[12] Kasten, D.: Zur Gestaltsabhängigkeit der Druck- und Spaltzugfestigkeit von Kalksandsteinen. Dissertation. Universität Hannover, 1980.

[13] Schubert, P., Schmidt, U.: Untersuchungen zur Ermittlung eines Formfaktors zwischen der Druckfestigkeit von Würfeln mit 100 mm Kantenlänge und der von Porenbeton-Plansteinen verschiedener Höhe. Aachen: Institut für Bauforschung, 2002.

Forschungsbericht Nr. F 6034.

[14] Böhnisch, F.: Einfluß der Prüffeuchtigkeit und der Prüfkörpergestalt auf die Druckfestigkeit von Steinen aus dampfgehärtetem Porenbeton. Bonn: Deutsche Gesellschaft für Mauerwerksbau e.V., 1991. In: Proceedings of the 9th International Brick/Block Masonry Conference, Berlin, Germany 13–19 October 1991, S. 53–60.

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[15] Schellbach, G.: Einfluß des Formates auf die Festigkeit des Ziegels und die Tragfähigkeit der Wände. Ziegelindustrie 32 (1979).

[16] Schubert, P., Glitza, H.: Versuche zur Ermittlung des Formfaktors von Leichtbetonsteinen und Betonsteinen. Aachen: Institut für Bauforschung, 1978. Prüfbericht Nr. A 898.

[17] Brameshuber, W., Schubert, P., Beer, I., Hannawald, J.: Ermittlung von gesicherten und differenzierten Formfaktoren für Mauersteine zur Abwendung von Sicherheitsrisiken bei Ansatz europäischer Formfaktoren. Aachen: Institut für Bauforschung, 2004. Forschungsbericht Nr. F 895.

[18] Beer, I., Schubert, P.: Zum Einfluss der Steinformate auf die Mauerwerkdruckfestigkeit – Formfaktoren für Mauersteine.

In: Mauerwerk-Kalender 30 (2005), S. 89–126. Berlin: Ernst & Sohn.

Autoren dieses Beitrages: Prof. Dr.-Ing. Wolfgang Brameshuber Dipl.-Ing. Markus Graubohm Institut für Bauforschung der RWTH Aachen (ibac) Schinkelstraße 3 52056 Aachen

Veranstaltungen KLB-Fachforum – die Zukunft des Bauens aus Expertensicht Die neue Energieeinsparverordnung (EnEV) wird am 1. Mai 2014 in Kraft treten und mit ihr eine weitere Verschärfung der energetischen Standards von Neubauten ab 2016. Hinzu kommt die Europäische Gebäuderichtlinie, die ab 2019 für alle neu erbauten öffentlichen und ab 2021 für alle privaten Neubauten den Niedrigstenergiestandard fordert. Die Herausforderung besteht dabei darin, sowohl den heutigen wie auch den zukünftigen Generationen bezahlbaren und hochwertigen Wohnraum zu sichern. Die Lösungsansätze sind vielfältig und reichen von der Entwicklung neuartiger, energetischer Gebäudemodelle bis hin zu nachhaltigen Außenwandkonstruktionen.

Dieser Themenkomplex war Gegenstand der Vorträge und Diskussionen im Rahmen des KLB-Fachforums. Unter dem Motto „Nachhaltigkeit und Energieeffizienz im Zeichen der EnEV 2014“ setzte das Unternehmen KLB Klimaleichtblock (Andernach) damit sein bewährtes Konzept des Fachforums fort. „Der Erfolg der letzten Veranstaltungsreihe hat uns bestätigt, dieses Format auch 2014 wieder anzubieten“, erklärt Dipl.-Ing. Andreas Krechting, KLB-Geschäftsführer

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und Veranstalter des Fachforums. An insgesamt vier ganztägigen Terminen im Februar 2014 vermittelte die Veranstaltungsreihe theoretische und praktische Komponenten zum Thema Nachhaltigkeit und Energieeffizienz und gab einen Einblick zu neuen Gebäudemodellen und somit der Zukunft des Bauens.

Auch beim „KLB-Fachforum“ im Frühjahr 2014 hielten namhafte Experten aus der Baubranche Vorträge und leiteten interessante Diskussionen (Foto: KLB-Klimaleichtblock GmbH)

Das Tagungsprogramm umfasste vier Vorträge namhafter Referenten mit langjähriger Erfahrung auf dem Gebiet des nachhaltigen Bauens. Diplom-Ingenieur Christoph Sprengard ist Leiter der Abteilung „Bauphysik und Bauteile“ am FIW München und erläuterte die Auswirkungen der neuen Energieeinsparverordnung (EnEV) 2014 und die Etappen ihrer Anwendung bis hin zum Niedrigstenergiehaus ab 2021. Die theoretische Komponente der Veranstaltung übernahm Professor Günter Pfeifer von der Technischen Universität Darmstadt. Er gab einen Überblick zu seinem „kybernetischen Prinzip“ und zeigte Strukturprinzipien solarer Architektur auf. Anschließend lieferte Professor Dr. Carl-Alexander Graubner, Lehrstuhlinhaber des Fachbereiches Massivbau an der Technischen Universität Darmstadt, Informationen zur „Nachhaltigkeit von LeichtbetonMauerwerk“. Aus einer sozialwissenschaftlichen Perspektive näherte sich Professor Dr. Volker Eichener, Rektor der EBZ Business School – University of Applied Sciences in Bochum, dem brisanten Thema „Wohnungsnotstand in Deutschland“ und zeigte Lösungsvorschläge auf.

In den Pausen boten sich den Teilnehmern Möglichkeiten zum direkten Gespräch mit den Referenten und Fachleuten.

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Fachthemen Jon Prengel Jürgen Medzech Matthias Andres

DOI: 10.1002/dama.201400607

Parkhaus Jahrhunderthalle Bochum – eine perforierte Mauerwerksfassade für den Industriepark West Aufgrund seiner geringen baulichen Höhe fügt sich das neue Parkhaus wie selbstverständlich in die Umgebung ein und führt das Westpark Konzept des „Grünen Rahmens“ sinnvoll weiter.

Das Gebäude ist parallel zur ThyssenKrupp-Halle ausgerichtet: Nach Osten, Süden und Westen zeigt es ein städtisches Gesicht mit einer perforierten Fassade aus schwarz-grau-roten Kohlebrandziegeln, im Norden geht die begrünte Dachlandschaft symbolisch in die Böschung der Auffahrtsstraße über. Die für diesen Ort identitätsstiftenden Gebäude – das „Colosseum“, der Wasserturm und die Jahrhunderthalle – bleiben aus allen wichtigen Blickrichtungen unverstellt. Zwei getrennte Bewegungsabläufe für Autofahrer und Fußgänger ermöglichen eine schnelle Orientierung und kurze, sichere Wege innerhalb des Leitsystems.

Multi-storey car park “Century hall” Bochum – a perforated masonry façade for the industrial area “Industriepark West”. The new multi-storey car park integrates well and self-understanding into the surrounding, because the height is quite small, and the architectural concept of Westpark, the so-called “green frame” is fulfilled perfectly. The building is oriented parallel to the “ThyssenKrupp-Hall”, means it faces to east, south and west as like the town itself showing a perforated façade consisting of black-greyred sintered coal bricks, and to north the green roof scenery symbolically migrates to the acclivity of the driving ramp. The dominating buildings in this area – “Colosseum”, water tower and the century hall – are still visible from each viewing direction. Two separate moving systems allow a very simple orientation for car-drivers and pedestrians as well and assure a short and safe moving within the guidance system.

senes, städtisches Gesicht mit einer vollflächigen, perforierten Mauerwerksfassade aus Kohlebrandziegeln. Nach Norden geht die begrünte Dachlandschaft in die Böschung der Auffahrtsstraße und den Landschaftspark über. Damit fügt sich das neue Gebäude aufgrund seiner geringen baulichen Höhe wie selbstverständlich in die Umgebung ein und führt das Westpark-Konzept des „Grünen Rahmens“ sinnvoll weiter. Das Parkhaus ist als Stützbauwerk in die terrassierte Landschaft des Westparks eingefügt und bietet einen freien Blick auf die für diesen Ort identitätsstiftenden Mauerwerksbauten das „Colosseum“ (Bilder 1 und 2), die Industriehallen von ThyssenKrupp und die Jahrhunderthalle mit Wasserturm.

Bild 1. Zusammenwirken Parkhaus und Colosseum Fig. 1. Interaction car park and Colosseum

1 Städtebau/Einbindung/Grünkonzept Ziel des Entwurfs Parkhaus Westpark/Jahrhunderthalle Bochum ist es, zum einen das Konzept des terrassierten Landschaftsparks fortzuführen und zum anderen ein kostengünstiges Systemparkhaus mit einer individualisierten Fassade zu verkleiden, die die Qualitäten der Umgebung mit ihren denkmalgeschützten Industriebauten aufnimmt.

Das Veranstaltungsparkhaus für die Jahrhunderthalle in Bochum befindet sich im südwestlichen Bereich des Westparks, einem bedeutenden Zukunftsstandort des Ruhrgebietes und einem Ankerpunkt der „Route der Industriekultur“. Mit einer Länge von ca. 105 m und einer Breite von 36 m ist es parallel zur ThyssenKrupp-Halle ausgerichtet und verfügt über 342 Pkw-Stellplätze. Nach Osten, Süden und Westen zeigt das Parkhaus ein geschlos-

Bild 2. Blick vom Colosseum Fig. 2. View from the Colosseum

© Ernst & Sohn Verlag für Architektur und technische Wissenschaften GmbH & Co. KG, Berlin · Mauerwerk 18 (2014), Heft 1

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J. Prengel/J. Medzech/M. Andres · Parkhaus Jahrhunderthalle Bochum – eine perforierte Mauerwerksfassade für den Industriepark West

2 Äußere und innere Erschließung Zwei getrennte Bewegungsabläufe, der für Autofahrer und der für Fußgänger, ermöglichen eine schnelle Orientierung und kurze sichere Wege innerhalb des Leitsystems. Parkebenen, Ausfahrten, Ausgänge, Treppenhäuser und Fluchtwege sind klar strukturiert und schnell auffindbar. Diese Übersichtlichkeit führt zu einem objektiven Sicherheitsempfinden für die Benutzer von Veranstaltungen in der Jahrhunderthalle.

Auto Die Anbindung des Parkhauses erfolgt im Westen von der Gahlenschen Straße/Wattenscheider Straße über die neue Erschließung aus dem Kreisverkehr. Von dort sind die zweispurigen Zu- und Ausfahrten an der Westseite des Gebäudes erreichbar. Eine zusätzliche Ausfahrt befindet sich an der Ostseite des Gebäudes und dient als „Überlauf“ in Richtung Alleestraße (Bild 3) für die schnellere Entleerung im Anschluss an Veranstaltungen. Die einzelnen Parkebenen mit jeweils ca. 65 Stellplätzen sind als Halbgeschossrampenanlage (D’Humy-System) übersichtlich angeordnet und effizient erschlossen. Aufgrund der zu erwartenden Stoßverkehre für das Veranstaltungsparkhaus werden die Auffahrtsrampen an den Außenseiten weit auseinander gelegt und die Abfahrtsrampen in der Gebäudemitte eng aneinander positioniert. Diese beiden Maßnahmen dienen sowohl der Optimierung der Parkplatzsuche vor Veranstaltungsbeginn als auch der schnelleren Ausfahrt nach Veranstaltungsende.

Fußgänger Der Übergang vom Parkhaus zur Jahrhunderthalle erfolgt über das großzügig gestaltete, helle und erhöhte Haupttreppenhaus an der Ostfassade. Hier befindet sich der fußläufige Haupteingang mit dem von außen erreichbaren Aufzug. Das Parkhaus dient neben seiner Hauptfunktion auch der behindertengerechten Erschließung der Jahrhunderthalle für diejenigen Besucher, die mit öffentlichen Verkehrsmitteln anreisen.

3 Baukonstruktion Das Split-Level Parkhaus wird als Stahlverbundkonstruktion, bestehend aus einem Stahlrahmensystem (Spannweiten ca. 16 m) und Fertigteilparkdecks mit Ortbetonergänzung, und einer Tiefgründung auf CMC-Säulen (Controlled

Bild 3. Blick von der Alleestraße Fig. 3. View from the Alley street

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Modulus Columns) ausgeführt. Die Hauptstützen stehen entlang der Außenfassade in einem Achsabstand von 5,00 m hinter den Parkflächen, sodass die Stellplatzbreite nicht eingeschränkt wird. Bei einer Geschosshöhe von nur 2,70 m kann eine lichte Raumhöhe von 2,10 m erzielt werden. Jeweils in Feldmitte sind zusätzliche Stahlstützen eingeplant, welche die Abfangung der Ziegelfassade vornehmen.

Zusätzlich werden in allen vier Gebäudeecken Stahlbetoneinbauten vorgesehen, welche die notwendigen Betriebsbereiche beherbergen. An den Kopfseiten im Bereich der Zugänge und Ein- und Ausfahrtsrampen werden die Ziegelsteine der Fassade von verblendeten Fertigteilelementen aufgenommen.

Die Aussteifung des Parkhauses erfolgt über zusätzliche Verbandsfelder. Hierbei sind aufgrund der leichten Ausführung der Konstruktion die abhebenden Kraftkomponenten bei der Bemessung der Fundamente besonders zu beachten.

Die Gründung erfolgt über Fundamentstreifen, welche als punktgestützt über den Pfahlsäulen angesehen werden können. Die Bemessung der CMC-Säulen erfolgt für die maximal zulässige Kraft. Hierbei ist Sorge getragen, dass keine Horizontalkräfte in die Säulen eingeleitet werden.

Einen Sonderbereich stellt die Überbrückung des querenden Marbachkanals dar, welche in diesem Bereich innerhalb eines unterirdischen Kanals verläuft. Hier wird das Streifenfundament auf den beiden gegenüberliegenden Gebäudeseiten freispannend ohne Bettung ausgebildet, sodass es zu keiner Belastung des Bestandskanals durch das Parkhausbauwerk kommt.

Aufgrund dieses hohen Vorfertigungsgrades ist insgesamt ein sehr kostengünstiges Tragwerk realisiert worden.

Angrenzend an das Parkhausbauwerk verlaufen auf der nördlichen Seite ansteigend das Gelände und die Zufahrt zur Jahrhunderthalle. Dieser Böschungsverlauf wird mit einer Winkelstützwand gesichert. Da als Folge der Sondierung eine Rückverankerung der Böschungssicherung nicht wirtschaftlich umsetzbar war, wurde zur Ableitung der horizontalen Erddruckkräfte ein parkhausseitiger Sporn ausgebildet. Die Gründung der Winkelstützwand erfolgt, ebenfalls dem in den oberen Schichten nicht tragfähigen Baugrund geschuldet, auf CMC-Säulen. Bei der Planung wurde auf eine Entkopplung der beiden Systeme Parkhaus und Winkelstützwand geachtet.

4 Entwurf und Material Der Entwurf für das Parkhaus besteht aus einem effizient organisierten Systembau aus Stahl und einer maßgeschneiderten Einfassung aus massiven Ziegelwänden, die die Qualitäten der Umgebung in ihrem rauen Erscheinungsbild und industriellen Charakter aufnimmt. An den beiden Eingangsseiten sind markante und präzise, großflächige Mauerwerksöffnungen angelegt. Die Gebäudeecken sind massiv ausgebildet und unterstreichen das Bild des Stützbauwerks in einer Landschaftsterrasse. Um den Anforderungen an eine offene Großgarage gerecht zu werden, ist die gesamte Einfassung entlang der Ost-, West- und Südfassade als perforiertes Mauerwerk ausgebildet. Die Perforation dient der natürlichen Be- und Entlüftung des Parkhauses. Gemeinsam mit den großflächigen Öffnungen an den Eingangsseiten und dem in der Mitte über die gesamte Länge des Parkhauses angeordneten Licht- und Luftschacht

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J. Prengel/J. Medzech/M. Andres · Parkhaus Jahrhunderthalle Bochum – eine perforierte Mauerwerksfassade für den Industriepark West

wird ein Öffnungsanteil von über einem Drittel der Fassadenfläche erreicht und somit eine ausreichende Querlüftung sichergestellt. Die Perforation erzeugt an sonnigen Tagen ein interessantes Licht- und Schattenspiel im Innern des Bauwerks (Bild 4).

Die gewebeartige Klinkerfassade besteht aus einer Mischung schwarz-blau-bunter Kohlebrandziegel und wird mittels Mauerwerks-Drehanker am Stahlbau des Parkhauses befestigt. Im Wechsel wird eine Reihe dünner Langformatziegel mit den Abmessungen 490/115/52 mm³ und eine Reihe Sonderformatziegel mit den Abmessungen 240/90/90 mm³ gemauert. Während die Langformatziegel durchgängig verlegt sind, zeichnet sich die Reihe der höheren Sonderformatziegel dadurch aus, dass jeder zweite Stein weggelassen wird. Der entstehende Hohlraum wird durch die langen Formate überdeckt und nicht verfugt. Aufgrund der offenen Oberfläche der Langformatziegel wurden diese als Vollklinkerstein ausgeführt. Die Rückseite der Steine ist bündig übereinander gemauert und erzeugt eine glatte und flächige Innenansicht (Bild 5). Die Gebäudeaußenseite zeichnet sich durch horizontal verlaufende, markante Vorund Rücksprünge aus und erzeugt eine reliefartige, liegende Fassadenstruktur (Bild 6). Diese nicht normkonforme Aus-

Bild 6. Reliefartige Fassadenstruktur Fig. 6. Relief-like façade structure

führung des Mauerwerks erforderte eine Zustimmung im Einzelfall, die im Beitrag Brameshuber, Saenger (s. S. 31 in diesem Heft) ausführlich beschrieben wird.

5 Fassadenkonstruktion

Bild 4. Innenansicht mit Licht- und Schattenspiel Fig. 4. Interior with light and shadow play

Bild 5. Innenansicht mit Ankerschienen Fig. 5. Interior with anchor bars

Die Fassade des Parkhauses wurde in von Hand gefertigtem Sichtmauerwerk hergestellt. Die Abtragung der Vertikallasten (Eigengewicht) erfolgt über das linienförmige Aufstellen des Mauerwerks auf die Fundamente bzw. Stützmauern.

Die Abtragung der Horizontallasten (Windlasten und Anpralllasten) wird über Aluminiumprofile gesichert, die horizontal frei von Stahlstütze zu Stahlstütze gespannt sind (s. a. Bild 5). Der Anschluss des Mauerwerks an die Aluminiumprofile geschieht über Edelstahl-Drahtanker, die drehbar in den Profilen gelagert und in den Lagerfugen des Mauerwerks verankert sind (Bild 7) Die Stürze im Bereich der Ein- und Ausfahrten wurden als Stahlbetonbalken mit eingelegten Verblendern aus dem gleichen Steinmaterial im Negativverfahren als Fertig-

Bild 7. Drahtanker und Aluminiumschiene Fig. 7. Anchor and aluminium bar

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struktion wurde mit den vorhandenen Querschnitten abgebildet.

Im Lastfall Anprall wurden die daraus resultierenden Horizontallasten als Verkehrslast auf den Stahlbau angesetzt, um das Zusammenwirken der verformten Gesamtkonstruktion im Mauerwerk zu berücksichtigen. Neben den vorgenannten Belastungen wurden die Einflüsse aus Temperatur im Gesamtsystem berücksichtigt. In Vertikalrichtung werden hierbei die Temperaturbeanspruchungen über die Federsteifigkeiten und Verdrehbarkeiten der Drahtanker abgebaut. In Horizontalrichtung parallel zur Fassade sind die Drahtanker frei verschiebbar in den Aluminiumprofilen gelagert, mit der Folge, dass keinerlei Zwängungen entstehen.

Autoren dieses Beitrages:

Bild 8. Statisches Modell Fig. 8. Static model

teile hergestellt. Die Verankerung der Fertigteile erfolgt über Edelstahl-Ankerschienen am bauseitigen Stahlbau.

Im statischen Nachweis wurde jeweils ein 5-MeterFeld über die Anzahl der Geschosse als räumliches Stabwerksmodell abgebildet (Bild 8). Hierbei wurden die vorhandenen Mauerwerks-Querschnitte (90 mm und 115 mm Steindicken) sowie die Lüftungsquerschnitte mit effektiv vorhandenen Steifigkeiten erfasst. Die Primär-Stahlkon-

Dipl.-Ing. Jon Prengel, Architekt BDA raumwerk, Gesellschaft für Architektur und Stadtplanung mbH Architekt Gutleutstraße 163-167 60327 Frankfurt am Main Dr.-Ing. Matthias Andres Krätzig & Partner, Ingenieurgesellschaft für Bautechnik mbH Tragwerksplanung, Brandstatik Buscheyplatz 9–13 44801 Bochum Dipl.-Ing. Jürgen Medzech Medzech Ingenieure GmbH Fassadenstatik Höhestraße 46 61348 Bad Homburg v.d.H.

Fachliteratur Broschüre „Praxistipps für die Ausführung von Mauerwerk“ Historische Gebäude beweisen seit vielen Jahrhunderten die Dauerhaftigkeit und Zuverlässigkeit des Mauerwerksbaus. Vor diesem Hintergrund setzen Bauherren und Immobilienkäufer auch heute bei gemauerten Häusern auf besondere Solidität und Mangelfreiheit.

Damit werden an Planer und Ausführende hohe Anforderungen gestellt.

Daher haben der Zentralverband des Deutschen Baugewerbes und die Deutsche Gesellschaft für Mauerwerks- und Wohnungsbau die Broschüre „Praxistipps für die Ausführung von Mauerwerk“ veröffentlicht.

Aus mehreren Gründen ist bei der Planung und Ausführung moderner Bauwerkskonstruktionen erhöhte Sorgfalt geboten.

– Es steht eine Vielfalt bewährter Mauerwerksbaustoffe zur Verfügung, deren spezielle Eigenschaften zu berücksichtigen sind.

30

– Mauerwerkswände sollen nicht nur Lasten abtragen und Brandschutzanforderungen erfüllen, sondern darüber hinaus auch genau definierte Schallschutz-, Wärmeschutz-, Luftdichtheitsund Witterungsschutzeigenschaften aufweisen.

– Zur Kosteneinsparung werden Bauzeiten immer weiter verkürzt. Moderne Vermauerungstechniken kommen diesem Trend entgegen.

– Bauherren und Immobilienkäufer sind mehr und mehr die Makellosigkeit industriell hergestellter Massengüter gewohnt. Sie erwarten daher Ähnliches von ihrer Immobilie. Mauerwerksbauten werden aber nach wie vor bei Wind und Wetter in Handarbeit hergestellt.

In der Publikation des ZDB und der DGfM geben die bekannten Sachverständigen Prof. Dr.-Ing. Rainer Oswald und Dr.-Ing. Peter Schubert auf 55 Seiten Tipps für die richtige Ausführung von Mauerwerk. Dabei gehen sie auf die Gebäudekonstruktion und Materialaus-

wahl ebenso ein wie auf die Ausführung von Mauerwerk mit Normal- sowie Dünnbettmörtel. Besondere Wandkonstruktionen wie Sichtmauerwerk und Zweischalige Wände werden detailliert beschrieben. In einem gesonderten Kapitel gehen sie auf die Abdichtung erdberührter Wände ein. Sie stellen in diversen Bildern die richtige Ausführung ebenso wie auch fehlerhafte Bauweisen dar. In den Erläuterungen berücksichtigen sie besonders die nationale Mauerwerksnorm DIN 1053 und die Regelungen nach Eurocode 6 (DIN EN 1996).

Somit geben die Praxistipps nicht nur den Ausführenden Hinweise, worauf zu achten ist, um langlebige, optimal nutzbare Mauerwerksbauten zu errichten; sondern auch die Planer sind angesprochen, da die gute Ausführbarkeit von Mauerwerk ganz wesentlich von der Gebäudekonzeption abhängt.

Die Broschüre kann zum Preis von 28,00 € online bestellt werden auf www.zdb.de

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Fachthemen Wolfgang Brameshuber Dorothea Saenger

DOI: 10.1002/dama.201400608

Zustimmungsverfahren einer gelochten Parkhausfassade aus Klinkern Die Fassade des im Jahr 2013 neu erbauten Parkhauses Westpark an der Jahrhunderthalle in Bochum besteht aus einer gelochten, an einer Stahlkonstruktion rückverankerten Vorsatzschale aus Klinkern. Die offene Bauweise der Fassade erforderte eine Zustimmung im Einzelfall, da die Konstruktion nicht normgerecht ist. Anhand dieses Bauobjektes wird im Beitrag das Verfahren zur Erlangung einer Zustimmung im Einzelfall erläutert.

Zum einen wird auf die durchgeführten experimentellen Untersuchungen und die daraus abgeleiteten Materialkennwerte, die für die Bemessung der Fassade erforderlich waren, eingegangen. Zum anderen wird die Überwachung der Ausführungsqualität des Mauerwerks auf der Baustelle aufgezeigt.

Approval process of a perforated clinker car park façade. The façade of the in 2013 newly constructed car park Westpark at the Jahrhunderthalle in Bochum consists of a perforated facing made of clinkers, which is back-anchored to a steel structure. The open design of the façade required an approval in individual cases, because of its non-standard design. On the basis of this building project, the process for obtaining an approval in individual cases is explained in the article. On the one hand, the performed experimental studies and the derived material parameters, that were required for the design of the façade, are presented. On the other hand, the monitoring of the quality of execution of the masonry on site is shown.

1 Einleitung In den Jahren 2012 und 2013 wurde der mehrgeschossige Parkhausbau Westpark an der Jahrhunderthalle in Bochum erbaut (Bild 1). Das Besondere an diesem Bauobjekt ist die gelochte, an der Tragkonstruktion des Parkhauses rückverankerte Fassade aus Klinkern. Der Beitrag von Prengel, Medzech und Andres (s. Seiten 27–30) beschreibt das Vorhaben aus architektonischer und statischer Sicht. Die Lochung in der Fassade resultiert aus den sonderangefertigten langen Vollklinkern und den mit einem definierten Abstand angeordneten Hochlochklinkern, die in jeder Steinlage abwechselnd gemauert werden. Die Vorteile dieser Gestaltung liegen in der Lichtund Luftdurchlässigkeit der Fassade, wodurch der Einbau einer Lüftungsanlage nicht notwendig ist und somit Kosten eingespart werden können.

Die offene Bauweise der Mauerwerkfassade ist jedoch nicht normgerecht

und erforderte für die Anwendung eine Zustimmung im Einzelfall.

Eine Zustimmung im Einzelfall wird von der obersten Bauaufsichtsbehörde des jeweiligen Bundeslandes (in diesem Fall Nordrhein-Westfalen) erteilt und bezieht sich auf ein bestimmtes Bauvorhaben, an das bauordnungsrechtliche Anforderungen

an die Sicherheit gestellt werden, und ist auf andere Anwendungsfälle nicht übertragbar. Grundsätzlich ist der Antragsteller einer Zustimmung im Einzelfall verpflichtet, den Nachweis über die Anwendbarkeit der Bauart zu erbringen.

Für eine Beurteilung der Anwendbarkeit dieses Bauvorhabens war eine gutachterliche Stellungnahme [1] notwendig, bei der die für die Berechnungen der Statik erforderlichen Kennwerte bestimmt und die Ausführungsqualität auf der Baustelle überwacht wurden.

Maßgebend für die Bemessung der Parkhausfassade aus Klinkern ist eine Einwirkung senkrecht zur Wandebene infolge einer Anpralllast eines Fahrzeugs an die innenseitige Tragkonstruktion des Parkhauses sowie Wind.

Unter dieser Beanspruchungsart ist auf der Widerstandsseite die Biegezugfestigkeit des Mauerwerks sowohl senkrecht als auch parallel zur Lagerfuge entscheidend. Im Wesentlichen wird die Biegezugfestigkeit von Mauerwerk durch die Verbundfestigkeit von Mauerstein und Mauermörtel sowie

Bild 1. Parkhausbau Westpark an der Jahrhunderthalle in Bochum Fig. 1. Car park Westpark at the Jahrhunderthalle in Bochum

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die Steinzug- bzw. Steinbiegezugfestigkeit und ggf. die Steindruckfestigkeit in Beanspruchungsrichtung bestimmt.

Um so früh wie möglich mit der Erstellung der Fassade zu beginnen, sollte zunächst eine Zustimmung im Einzelfall unter Vorbehalt für die gelochte Mauerwerkfassade erlangt werden. Mit diesem Ziel wurde für die Berechnung der Statik die Biegezugfestigkeit der gelochten Fassade auf Grundlage der am Institut für Bauforschung Aachen (ibac) experimentell ermittelten Verbundkennwerte zunächst rechnerisch abgeleitet. Anschließend wurde mit Hilfe von Biegezugversuchen an kleinen Mauerwerkwänden der abgeleitete Biegezugfestigkeitswert untermauert. Während der Bauphase der Fassade in den Monaten April bis Juni 2013 wurde darüber hinaus die Ausführungsqualität bei der Erstellung der Vorsatzschale auf der Baustelle überwacht.

Insgesamt wurden fünf Ortsbesichtigungen der Baustelle des Parkhauses in Bochum durchgeführt.

2 Angaben zur Konstruktion der Parkhausfassade Die gelochte Mauerwerkfassade des Parkhauses an der Jahrhunderthalle besteht abwechselnd aus Vollklinkern mit den Abmessungen l/b/h 490/115/ 52 mm³, die in jeder ungeraden Steinlage aneinander gemauert wurden, sowie Hochlochklinkern mit den Abmessungen l/b/h 240/90/90 mm³, die in jeder geraden Steinlage mit jeweils 260 mm Luftzwischenraum gemauert wurden (Bild 2). Die Steine wurden bündig auf der Rückseite der Parkhausfassade angeordnet. Die Vollklinker weisen auf der Vorderseite der Fassade aufgrund ihrer Abmessungen

der Steine eingebettet (Bild 3). Die Abfangung der Vorsatzschale erfolgte über die Gesamthöhe der Fassade (rd.

10 m). Je 10 m Wandlänge wurden Dehnungsfugen angeordnet.

3 Verendete Materialien und Versuchsprogramm

Bild 3. Versetzte Anordnung der Drahtanker Fig. 3. Displaced alignment of the anchor

einen Vorsprung von 25 mm auf. Als Mauermörtel wurde ein Normalmauermörtel der Mörtelgruppe IIa verwendet. Dieser Mörtel wurde aufgrund seiner besonders guten Eignung für die Verwendung in Kombination mit stark nicht saugenden Mauersteinen und die Verwendung bei sommerlichen Temperaturen ausgewählt.

Die Lagerfugendicke der KlinkerVorsatzschale sollte ursprünglich 10 mm betragen. Aufgrund der Unebenheiten der verwendeten Klinker wurde jedoch unmittelbar vor der Erstellung der Mauerwerkfassade die Soll-Lagerfugendicke auf 13 mm festgelegt. Die Überbindelänge beträgt 115 mm. Die Stoßfugen wurden mit einer Dicke von 10 mm vollflächig vermörtelt.

Die Verankerung der Fassade erfolgte über Edelstahldrahtanker an bauseits vorhandenen Aluminiumschienen, die an den Stahlträgern sowie Stahlbetonbauteilen befestigt sind.

Der Durchmesser der Anker beträgt 4 mm. Die Anker wurden im vertikalen Abstand von maximal 0,50 m (d. h. in jeder 6. Lagerfuge, unterhalb der Vollklinker) versetzt angeordnet und mittig im Mörtel in der Überbindelänge

Zur Bestimmung der Material- und Verbundeigenschaften der für die Erstellung der Parkhausfassade verwendeten Materialien wurden am ibac experimentelle Untersuchungen durchgeführt. Für diese Untersuchungen kamen die gleichen Materialien wie bei der Erstellung der Fassade zum Einsatz. Die Mauersteine – Vollklinker (l/b/h 490/115/52 mm³) und Hochlochklinker (l/b/h 240/90/90 mm³) – stammten aus derselben Produktionscharge wie die zur Erstellung der Fassade verwendeten Steine. Der Werktrockenmörtel NM IIa wurde als Sackware geliefert. Als Maueranker wurden Edelstahldrahtanker mit einem Durchmesser von 4 mm und einem um 90° gebogenen Schenkel mit einer Länge von 45 mm verwendet. In Bild 4 sind die für die experimentellen Untersuchungen verwendeten Materialien dargestellt.

Zur Bestimmung der Materialkennwerte wurden zunächst die wesentlichen Normeigenschaften bestimmt. Im zweiten Schritt erfolgten Untersuchungen an Kleinprüfkörpern zur Bestimmung der Verbundkennwerte der Mauerwerkfassade. Im dritten Schritt wurden Untersuchungen an Wandprüfkörpern durchgeführt, um die Biege- und Drucktragfähigkeit der Mauerwerkfassade zu bestimmen.

Die Untersuchungen an Klein- bzw.

Wandprüfkörpern wurden im Alter von rd. 28 Tagen durchgeführt. An jeder zur Herstellung dieser Prüfkörper verwendeten Mörtelmischung wurden die Frisch- und Festmörtelkennwerte zum Zeitpunkt der jeweiligen Prüfung bestimmt.

Die experimentellen Untersuchungen sind in [2] näher beschrieben und werden im Folgenden aufgeführt.

4 Materialuntersuchungen 4.1 Mauersteine

Bild 2. Rückseite der Parkhausfassade Fig. 2. Back of the car park façade

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An den Mauersteinen wurden zunächst die Maße und die Planparallelität nach DIN EN 772-16:2011-07 [3] sowie die Ebenheit nach DIN EN

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Bild 4. Vollklinker, Hochlochklinker sowie Edelstahldrahtanker Fig. 4. Clinker brick, hollow clinker brick, anchor made of high grade-steel

772-20:2005-05 [4] bestimmt. Generell weichen die Maße der Steine von den Mittelwert-Angaben des Herstellers stark ab. Bei den Hochlochklinkern variiert die Länge zwischen 242 und 246 mm und die Höhe zwischen 93 und 95 mm, die Breite beträgt im Mittel 95 mm. Bei den Vollklinkern überschreiten die Länge und die Breite die Mittelwert-Angaben um jeweils 1 bis 4 mm, die gemessene Höhe beträgt 52 ± 1 mm. Die Vollklinker weichen von der Ebenheit mit bis zu 7 mm deutlich von der Norm ab. Dies liegt z. T. daran, dass diese Steine länger sind als handelsübliche Klinker. Bei den Hochlochklinkern beträgt die maximale Abweichung der Ebenheit bzw.

Planparallelität maximal 1 bzw. 2 mm.

Neben der Bestimmung der Planparallelität und Ebenheit an ganzen Steinen wurden bei den Vollklinkern zusätzlich die Ebenheit und Planparallelität im Bereich der Überbindung der Steine bestimmt. In diesem Bereich ist die maximale Abweichung von der Ebenheit lediglich 2 mm groß. Die maximale Abweichung der Lagerflächen von der Planparallelität beträgt ebenfalls 2 mm.

Die Trockenrohdichte wurde nach DIN EN 772-13:2000-9 [5] bestimmt.

Bei den Hochlochklinkern betrug sie im Mittel 1,79 kg/dm³ und bei den Vollklinkern 2,25 kg/dm³.

Die anfängliche Wasseraufnahme wurde nach DIN EN 772-11:2011-07 [6], der kapillare Wasseraufnahmekoeffizient nach DIN EN ISO 15148: 2003-03 [7] bestimmt. Diese Untersuchungen ergaben, dass sowohl die Voll- als auch die Hochlochklinker im Vergleich zu herkömmlichen Mauerziegeln stark nicht saugend sind.

Zur Bestimmung der Druckfestigkeit der Mauersteine wurden Druckversuche an den Klinkern in Richtung Steinhöhe durchgeführt. Die Prüfung erfolgte im lufttrockenen Zustand nach DIN EN 772-1:2000-09 [8]. Die Druckfestigkeit der Hochlochklinker

lag im Mittel bei 125,0 N/mm². Bei den Vollklinkern betrug die Druckfestigkeit 125,3 N/mm². Diese Steine werden daher der Festigkeitsklasse 60 zuordnet.

Bei den Vollklinkern wurden darüber hinaus Untersuchungen zur Bestimmung der Spaltzugfestigkeit in Anlehnung an DIN EN 1048-5:1991-06 [9] durchgeführt. Dieser Wert ist bei der Ableitung der Biegezugfestigkeit von Relevanz, wie in Abschnitt 6.2 erläutert ist. Zur Prüfung wurden die Vollklinker in eine Druckprüfmaschine gelegt und mittels zweier gegenüberliegender Streifenlasten bis zum Bruch belastet (Bild 5). Bei allen Prüfkörpern wurde die Belastungsgeschwindigkeit so gewählt, dass die Höchstlasten nach rd. 60 s erreicht wurden.

Die Spaltzugfestigkeit betrug im Mittel 8,1 N/mm². Auf Basis der Einzelwerte wurde eine statistische Auswertung durchgeführt, um den charakteristischen Wert der Spaltzugfestigkeit fSZ,k,KMz zu bestimmen. Dieser Wert beträgt 6,17 N/mm².

4.2 Mauermörtel An jeder zur Herstellung der Mauerwerkprüfkörper verwendeten Mörtelmischung wurden die Frisch- und Fest-

Bild 5. Prüfeinrichtung zur Bestimmung der Spaltzugfestigkeit Fig. 5. Test setup for the determination of the splitting tensile strength

mörtelkennwerte bestimmt. Die Frischmörtelrohdichte wurde nach DIN EN 1015-6:2007-05 [10] und der Luftgehalt nach DIN EN 1015-7:1998-12 [11] bestimmt. Die Kennwerte Trockenrohdichte, Biegezug- und Druckfestigkeit wurden zum Zeitpunkt der jeweiligen Mauerwerkprüfung (im Alter von rd. 28 Tagen) nach DIN EN 1015-10:2007-05 [12] und DIN EN 1015-11:2007-05 [13] an jeweils drei Normprismen der Größe l/b/h 160/40/40 mm³ ermittelt.

Die Mörteldruckfestigkeit betrug nach 28 Tagen im Mittel 11,5 N/mm².

Der kleinste Wert der Mörteldruckfestigkeit lag bei 8,3 N/mm². Der verwendete Normalmauermörtel entspricht übereinstimmend mit der Herstellerangabe einer Mörtelgruppe IIa. Die Trockenrohdichte betrug im Mittel 1,70 kg/dm³.

4.3 Maueranker An den Edelstahldrahtankern wurde lediglich die Zugfestigkeit nach DIN EN 846-5:2010-02 [17] bestimmt. Diese betrug im Mittel 689,3 N/mm².

5 Verbunduntersuchungen an kleinen Verbundkörpern 5.1 Allgemeines Neben den Verbunduntersuchungen zwischen Mauerstein und Mauermörtel zur Bestimmung der Haftscher- und Haftzugfestigkeit wurden auch Verbunduntersuchungen zwischen den Drahtankern und dem Mauermörtel zur Bestimmung der Druck- und Zugtragfähigkeit der Drahtanker durchgeführt.

Ursprünglich sollte die Lagerfugendicke der Mauerwerkfassade 10 mm betragen. Aus diesem Grund wurden am ibac zunächst Verbunduntersuchungen an Kleinprüfkörpern mit einer Lagerfugendicke von 10 mm durchgeführt. Aufgrund der Abweichungen der Maße der verwendeten Hochlochklinker sowie der Abweichungen der Ebenheit und Planparallelität der verwendeten Vollklinker (s.

Abschnitt 4.1) wurde jedoch unmittelbar vor Baubeginn der Parkhausfassade die Soll-Lagerfugendicke von 10 mm auf 13 mm vergrößert (s. a. Abschnitt 9.2.2). Aufgrund dieser Abweichungen wurde außerdem angenommen, dass die Dicke der Ist-Lagerfugen im Mittel um ±3 mm variieren kann.

Die Vergrößerung der Lagerfugen-

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dicke könnte sich jedoch negativ auf den Verbund zwischen Mauerstein und Mauermörtel auswirken und somit zu einer geringeren Biegetragfähigkeit der Vorsatzschale führen als die anhand von Kleinprüfkörpern mit einer Lagerfuge von 10 mm abgeleitete Biegezugfestigkeit. Um diesen Einfluss zu berücksichtigen, wurden am ibac nachträglich Untersuchungen an Kleinprüfkörpern mit Lagerfugendicken von 16 mm bzw. 13 mm durchgeführt.

Anhand der Untersuchungen an Kleinprüfkörpern mit einer Lagerfugendicke von 16 mm sollte der Einfluss der dicksten zu erwartenden Fuge abgedeckt werden. Die Untersuchungen an Kleinprüfkörpern mit einer Lagerfugendicke von 13 mm sollten realitätsnahe Werte des Verbundes der Klinker-Vorsatzschale liefern. Aus diesem Grund wurden für die Herstellung dieser Prüfkörper die aus der Baustelle entnommenen Mauersteine und der Trockenmörtel vom Silo auf der Baustelle verwendet. Diese Untersuchungen sind Teil der begleitenden Untersuchungen zur Baustellenüberwachung, die in Abschnitt 9.1 näher beschrieben werden.

Die Mörtelmischung der Prüfkörper mit einer Lagerfugendicke von 10 mm bzw. 16 mm wurde mit Trockenmörtel als Sackware hergestellt.

Der Mörtelauftrag erfolgte mit einer herkömmlichen Maurerkelle.

dem Normalmörtel unter Scherbeanspruchung wurden Haftscheruntersuchungen an 3-Steinkörpern nach dem europäischen Prüfverfahren (DIN EN 1052-3:2007-06 [16]) ohne Auflast senkrecht zur Lagerfuge durchgeführt. Insgesamt wurden sechs Versuchsserien à sechs 3-Steinkörper untersucht, bei denen zum einen die Lagerfugendicke und zum anderen die Anordnung der Klinker variiert wurde.

Die Lagerfugendicke kann den Verbund zwischen Mauerstein und Mauermörtel negativ beeinflussen.

Aus diesem Grund wurden bei den Untersuchungen drei verschiedene Lagerfugendicken – 10 mm (Serie B und C), 13 mm (Serie B2 bis B4) und 16 mm (Serie B16) – untersucht. Bei der Festlegung der untersuchten Lagerfugendicken wurde angenommen, dass die Ist-Lagerfugendicke der Mauerwerkfassade im Mittel 13 ± 3 mm betragen wird.

Da die Fassade des Parkhauses aus zwei unterschiedlichen, alternierenden Klinkern besteht und der Lochanteil der Hochlochklinker einen Einfluss auf den Verbund haben kann, wurden bei der Herstellung der 3-Steinkörper mit einer Lagerfugendicke von 10 mm zwei Varianten bei der Anordnung der Klinker untersucht. Bei der ersten Variante (Serie B) wurden als

äußere Mauersteine die Vollklinker gewählt und als mittlerer Mauerstein der Hochlochklinker (Bild 6, links). Bei der zweiten Variante (Serie C) wurden als mittlerer Mauerstein der Vollklinker und als äußere Mauersteine die Hochlochklinker gewählt (Bild 6, rechts). Bei den Verbundkörpern mit einer Lagerfugendicke von 13 mm bzw.

16 mm wurde lediglich die Anordnung analog der ersten Variante (Serie B) untersucht.

Bei der Herstellung der 3-Steinkörper mussten zunächst die Vollklinker auf das Format der Hochlochklinker (l = 240 mm und b = 92 mm) zurechtgeschnitten werden. Danach wurden die späteren Auflagerflächen der beiden äußeren Mauersteine und die Lasteinleitungsfläche des mittleren Mauersteins mit Zementmörtel abgeglichen.

Die Prüfung der Haftscherfestigkeit erfolgte kraftgeregelt 28 Tage nach Herstellung. Während der Prüfung wurden die Verformungen in den Fugen in Richtung der Belastung mit jeweils zwei induktiven Wegaufnehmern W1 auf beiden Seiten der Prüfkörper in der Mitte der Überbindelänge gemessen.

Eine Übersicht der Untersuchungsergebnisse ist in Bild 7 dargestellt. Gezeigt sind jeweils die Mittel-

5.2 Haftscherfestigkeit nach DIN 18555-5 Es wurden zunächst Haftscherversuche an 2-Steinkörpern mit einer Lagerfugendicke von 12 mm nach dem deutschen Prüfverfahren (DIN 18555-5: 1986-03 [14]) durchgeführt. Die Untersuchungen erfolgten mit dem beim Nachweis der Verbundfestigkeit nach DIN V 18580:2007-03 [15] verwendeten und hierfür als ungünstig angesehenen Kalksand-Referenzstein in Kombination mit dem Normalmörtel NM IIa. Die mittlere Haftscherfestigkeit betrug 0,17 N/mm². Aus diesem Wert multipliziert mit dem Prüffaktor 1,2 ergibt sich eine maßgebende Verbundfestigkeit nach DIN V 18580 von 0,20 N/mm².

5.3 Haftscherfestigkeit nach DIN EN 1052-3 Zur Bestimmung der Verbundeigenschaften zwischen den Klinkern und

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Bild 6. Prüfeinrichtung zur Bestimmung der Haftscherfestigkeit in Anlehnung an DIN EN 1052-3; Serie B (links); Serie C (rechts) Fig. 6. Test setup for the determination of the adhesive shear strength according to DIN EN 1052-3; series B (left); series C (right)

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Bild 7. Haftscherfestigkeit; Übersicht (Mittelwerte und Streubereiche) Fig. 7. Adhesive shear strength; survey (means and ranges of dispersion)

werte der Haftscherfestigkeit sowie die Streubereiche der einzelnen Versuchswerte.

Die Mittelwerte der Haftscherfestigkeit variierten zwischen 0,40 und 0,52 N/mm². Diese Untersuchungen zeigen allgemein, dass im vorliegenden Fall die Haftscherfestigkeit nicht von der Lagerfugendicke abhängt.

Bei den Prüfkörpern mit einer Lagerfugendicke von 10 mm ergab sich aus der mittigen Anordnung des Hochlochklinkers (Serie B) eine geringere mittlere Haftscherfestigkeit von 0,40 N/mm². Bei der Anordnung der Hochlochklinker an den Außenseiten (Serie C) resultierte vermutlich aufgrund der ausgeprägten Mörteldornen eine höhere mittlere Haftscherfestigkeit (0,52 N/mm²). Aus diesem Grund wurde zunächst angenommen, dass die Anordnung der Klinker einen großen Einfluss auf die Haftscherfestigkeit hat. Bei den Untersuchuchungen an Kleinprüfkörpern mit einer Lagerfugendicke von 13 mm bzw. 16 mm konnte diese Annahme jedoch nicht bestätigt werden. Die mittlere Haftscherfestigkeit für eine Lagerfugendicke von 16 mm betrug 0,50 N/mm².

Für eine Lagerfugendicke von 13 mm resultierte eine mittlere Haftscherfestigkeit aus den drei geprüften Serien von 0,49 N/mm².

Zur Ermittlung der charakteristischen Haftscherfestigkeit wird erfahrungsgemäß ein Abminderungsfaktor von 0,7 bezogen auf den Mittelwert gewählt. Als Mittelwert wird auf der sicheren Seite liegend der kleinste Mittelwert (0,40 N/mm²) der Serie B angesetzt. Daraus ergibt sich unabhängig von der Lagerfugendicke eine charakteristische Haftscherfestigkeit von 0,28 N/mm².

Bild 9. Haftzugfestigkeit; Übersicht (Mittelwerte und Streubereiche) Fig. 9. Adhesive tensile strength; survey (means and ranges of dispersion)

5.4 Haftzugfestigkeit Zur Bestimmung der Verbundeigenschaften zwischen den Klinkern und dem Normalmörtel unter Zugbeanspruchung wurden zentrische Haftzugversuche an 2-Steinkörpern durchgeführt. Hierfür wurden insgesamt sechs Versuchsserien à sechs 2-Steinkörper, bestehend aus einem Hochlochklinker und einem Vollklinker, hergestellt.

Analog zu den Haftscherversuchen wurden zunächst Prüfkörper mit einer Lagerfugendicke von 10 mm (Serie E) untersucht. Mit dem Ziel, den Einfluss einer dickeren Lagerfugen-

Bild 8. Prüfeinrichtung zur Bestimmung der Haftzugfestigkeit Fig. 8. Test setup for the determination of the adhesive tensile strength

dicke auf die Haftzugfestigkeit zu überprüfen, wurden anschließend Untersuchungen an Verbundkörpern mit einer Lagerfugendicke von 16 mm (Serie E16) durchgeführt. Ferner wurden weitere vier Versuchsserien von Haftzugversuchen an Verbundkörpern mit einer Lagerfugendicke von 13 mm durchgeführt (Serie E1 bis E4).

Für die Bestimmung der Haftzugfestigkeit wurde als Verbundlänge das Überbindemaß der geplanten KlinkerVorsatzschale l = 115 mm gewählt.

Die Breite der Verbundfläche ergab sich aus der Steinbreite des schmaleren Hochlochklinkers b = 92 mm. Vor der Herstellung der 2-Steinkörper wurden die Länge und Breite der Vollklinker und die Länge der Hochlochklinker auf dieses Maß zurechtgeschnitten, so dass die Lagerfläche der Steine 115 × 92 mm² betrug.

Die Prüfung erfolgte im Alter von 28 Tagen. Vor Durchführung der Versuche wurden auf die Lasteinleitungsflächen (Lagerflächen der Mauersteine) Stahlplatten mit einem Zweikomponenten-Kleber geklebt. Der Anschluss an die Prüfmaschine erfolgte gelenkig.

Der für die Versuchsdurchführung gewählte Versuchsaufbau ist in Bild 8 dargestellt. Die Belastung wurde kraftgeregelt aufgebracht. Die Belastungsgeschwindigkeit wurde so eingestellt, dass der Bruch nach rd. 60 bis 90 s eintrat.

Eine Übersicht der Untersuchungsergebnisse ist in Bild 9 dargestellt. Gezeigt sind die Mittelwerte der Haftzugfestigkeit sowie die Streubereiche der einzelnen Versuchswerte.

Aus den Versuchen an Verbundkörpern mit einer Lagerfugendicke von 10 mm resultierte eine mittlere Haftzugfestigkeit von 0,79 N/mm². Daraus ergibt sich auch unter Berücksichtigung

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eines empirischen Abminderungsfaktors von 0,7 eine charakteristische Haftzugfestigkeit von 0,55 N/mm².

Die Untersuchungen an Verbundkörpern mit einer Lagerfugendicke von 16 mm lieferten eine deutlich geringere mittlere Haftzugfestigkeit (0,30 N/mm²) als die Untersuchungen an Verbundkörpern mit einer Lagerfugendicke von 10 mm. Daraus ergibt sich eine charakteristische Haftzugfestigkeit von 0,21 N/mm².

Bei den Prüfkörpern mit einer Lagerfugendicke von 13 mm lagen die Einzelwerte zwischen 0,19 N/mm² und 0,62 N/mm². Die mittlere Haftzugfestigkeit variierte zwischen 0,27 N/mm² und 0,43 N/mm². Der Mittelwert aller Serien betrug 0,34 N/mm². Es liegen genügende Einzelwerte vor, um die charakteristische Haftzugfestigkeit mithilfe einer statistischen Auswertung zu bestimmen. Der Wert, der daraus resultieren würde, ist jedoch aufgrund der großen Streuung sehr klein.

Um die charakteristische Haftzugfestigkeit zu bestimmen, wird daher auf Erfahrung basierend die mittlere Haftzugfestigkeit ebenfalls mit einem Faktor von 0,7 abgemindert. Die charakteristische Haftzugfestigkeit für eine Lagerfugendicke von 13 mm beträgt somit 0,24 N/mm².

Anders als bei der Haftscherfestigkeit beeinflusst die Lagerfugendicke die Haftzugfestigkeit sehr stark, wie die Ergebnisse in Bild 9 zeigen. Dieser Zusammenhang ist jedoch nicht linear.

Für eine Lagerfugendicke von 13 mm wurde daher ein charakteristischer Haftzugfestigkeitswert (0,24 N/mm²) ermittelt, der deutlich kleiner ist, als der durch Interpolation zwischen den Werten für eine Lagerfugendicke von 10 mm bzw. 16 mm resultieren würde (0,38 N/mm²).

ker-Vorsatzschale 115·92 mm² gewählt, so dass vor der Herstellung der 2-Steinkörper die Klinker auf die Länge von 115 mm und im Falle der Vollklinker auf die Breite von 92 mm zurechtgeschnitten wurden. Die Lagerfugendicke betrug 10 mm. Der Anker wurde mit dem um 90° gebogenen Schenkel mittig im Mörtelbett eingebettet, wie in Bild 10 gezeigt. Die Verankerungslänge betrug 45 mm.

Die für die Versuchsdurchführung entwickelte Versuchseinrichtung ist in den Bildern 11 und 12 dargestellt.

Die 2-Steinkörper wurden in der Prüfeinrichtung so angeordnet, dass die Achse des Ankers axial und in Belastungsrichtung verlief. Bei der Druckprüfung wurden die Anker in einem Abstand von 10 mm zur Oberfläche des 2-Steinkörpers geklemmt (s. Bild 12).

Die Belastung erfolgte kraftgeregelt.

Bild 10. Herstellung der 2-Steinkörper zur Bestimmung der Drucktragfähigkeit der Anker Fig. 10. Preparation of the 2-stone specimens to determine the compressive load capacity of the anchor

Bild 11. Prüfeinrichtung zur Bestimmung der Zugtragfähigkeit der Drahtanker Fig. 11. Test setup for the determination of the tension resistance of the anchor

5.5 Zug- und Drucktragfähigkeit der Maueranker Zur Bestimmung der Zug- und Drucktragfähigkeit der Drahtanker nach DIN EN 846-5:2010-02 [17] wurden Zug- und Druckversuche an in Normalmörtel eingebetteten Drahtankern durchgeführt. Hierfür wurden für eine Zugbeanspruchung 15 2-Steinkörper und für eine Druckbeanspruchung 12 2-Steinkörper hergestellt.

Als Lagerfläche der Steine wurde analog zu den Haftzugfestigkeitsprüfungen die Überbindefläche der Klin-

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Bild 12. Prüfeinrichtung zur Bestimmung der Drucktragfähigkeit der Drahtanker Fig. 12. Test setup for the determination of the compressive capacity of the anchor

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Bild 13. Last-Schlupf-Kurven; Zugversuche an Drahtankern Fig. 13. Load-slip curves, tensile tests on anchors

Während der Prüfung wurde die Verschiebung des 2-Steinkörpers in Prüfrichtung gegenüber der Klemmvorrichtung mit zwei induktiven Wegaufnehmern W10 gemessen.

Die Last-Verschiebungskurven sind in den Bildern 13 und 14 abgebildet. In Anlehnung an DIN EN 846-5 wurden die maximal aufnehmbaren Kräfte der in der Lagerfuge eingebetteten Drahtanker für eine Zug- bzw.

Druckbeanspruchung bestimmt. Darüber hinaus wurden die Kräfte bei einer Verschiebung des Ankers gegenüber der Mauerwerkoberfläche (Schlupf) von 1 mm bzw. 5 mm bestimmt. Die maßgebende Zug- bzw. Drucktragfähigkeit der Drahtanker resultiert aus den kleinsten dieser Werte.

Auf Basis der gewonnenen Versuchsdaten wurde eine statistische Auswertung durchgeführt, um charakteristische Werte für die Zug- und Drucktragfähigkeit der Drahtanker abzuleiten.

Für eine Zugbeanspruchung der Fassade ergibt sich ein maßgebender charakteristischer Wert von fZ,k = 1,10 kN. Für eine Druckbeanspruchung resultiert ein maßgebender charakteristischer Wert von fD,k = 2,26 kN.

6 Ableitung der Biegezugfestigkeit 6.1 Allgemeines Die Biegezugfestigkeit der Klinker-Vorsatzschale sollte auf Grundlage der am ibac durchgeführten experimentellen Untersuchungen an Kleinprüfkörpern und der daraus ermittelten charakteristischen Verbundfestigkeitswerte (s. Abschnitt 5) abgeleitet werden. Hierbei wurde zwischen einer Beanspruchung senkrecht und parallel zur Lagerfuge sowie zwischen jeweils zwei Versagensarten, nämlich Steinversagen und Fugenversagen, unterschieden, wie im Folgenden näher erläutert wird.

Bild 14. Last-Schlupf-Kurven; Druckversuche an Drahtankern Fig. 14. Load-slip curves, compression tests on anchors

6.2 Biegebeanspruchung senkrecht zu den Lagerfugen In den seltensten Fällen ist die Steinzugfestigkeit in Steinhöhe geringer als die Haftzugfestigkeit zwischen Mauerstein und Mauermörtel, weshalb bei einer Biegebeanspruchung senkrecht zu den Lagerfugen die Haftzugfestigkeit zwischen Stein und Mörtel ausschlaggebend ist. Steinversagen kann im vorliegenden Fall ausgeschlossen werden, da die Steinzugfestigkeit des Vollklinkers (6,17 N/mm²/1,1) und sicher auch die des Hochlochklinkers (nicht bestimmt) deutlich größer als die Haftzugfestigkeit ist.

Die charakteristische Biegezugfestigkeit der Parkhausfassade für eine Beanspruchung senkrecht zu den Lagerfugen wurde daher auf Grundlage der in Abschnitt 5.4 resultierenden charakteristischen Haftzugfestigkeit wie folgt abgeleitet:

fxk1,1 ≈

2⋅ü ·f lSt,KMz HZ,k

(1)

In Abhängigkeit der Lagerfugendicke ergeben sich die in Tabelle 1 angegebenen Biegezugfestigkeiten senkrecht zu den Lagerfugen.

Eine Vergrößerung der Lagerfugendicke gegenüber der ursprünglich

geplanten Lagerfugendicke von 10 mm wirkt sich negativ auf die Haftzugfestigkeit aus, wie in Abschnitt 5.4 beschrieben. Dies führt wiederum zu deutlich geringeren Biegezugfestigkeiten der Mauerwerkfassade für eine Beanspruchung senkrecht zur Lagerfuge (s. Tabelle 1). Der Zusammenhang zwischen der Lagerfugendicke und der Biegezugfestigkeit senkrecht zur Lagerfuge ist ebenfalls nicht linear.

6.3 Biegebeanspruchung parallel zu den Lagerfugen Bei einer Biegebeanspruchung der Mauerwerkfassade parallel zu den Lagerfugen kann sowohl Fugenversagen als auch Steinversagen eintreten.

Bei Fugenversagen (Fall 1) kann zur Abschätzung der Biegezugfestigkeit parallel zur Lagerfuge ersatzweise die in Abschnitt 5.3 ermittelte charakteristische Haftscherfestigkeit angesetzt werden. Die Drehbewegung der Steine entspricht in diesem Fall einer Torsionsbeanspruchung (s. Bild 21).

Die Wirkung der Stoßfugen wird in diesem Fall, auf der sicheren Seite liegend, vernachlässigt.

Da bei der Ermittlung der Haftscherfestigkeit kein negativer Einfluss bei der Vergrößerung der Lagerfugendicke festgestellt wurde, ergibt sich

Tabelle 1. Abgeleitete charakteristische Biegezugfestigkeit für eine Biegebeanspruchung senkrecht zu den Lagerfugen Table 1. Derived characteristic flexural strength for a bending stress perpendicular to the bed joint Dicke der Lagerfuge

charakteristische Haftzugfestigkeit fHZ,k

mm

charakteristische Biegezugfestigkeit fxk1,1

N/mm²

10

0,55

0,26

13

0,24

0,12

16

0,21

0,10

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unabhängig von der Lagerfugendicke eine charakteristische Biegezugfestigkeit der Parkhausfassade parallel zur Lagerfuge von:

fxk2,1(Torsion) ≈ fvk0 = 0,28 N mm 2 (2) Für den Fall des Steinzugversagens der Vollklinker (Fall 2a) wurde die Biegezugfestigkeit mithilfe der Messung der Spaltzugfestigkeit nach dem Nationalen Anhang zu Eurocode 6 [18] abgeleitet. Näherungsweise gilt, dass das Verhältnis Spaltzugfestigkeit zu Zugfestigkeit zwischen 1,1 und 1,3 liegt.

Auf Grundlage der in Abschnitt 4.1 ermittelten charakteristischen Spaltzugfestigkeit resultiert eine charakteristische Biegezugfestigkeit parallel zur Lagerfuge von:

fxk2,2a = 0,5 ⋅ 6,17 1,1 = 2,80 N mm 2.

(3) Für den Fall des Steinzugversagens der Hochlochklinker (Fall 2b) leitet sich die Biegezugfestigkeit parallel zur Lagerfuge mithilfe der rechnerischen Steinzugfestigkeit fbt,cal nach dem Nationalen Anhang zu Eurocode 6 [18] wie folgt ab:

fxk2,2b ≈ 0,5 ⋅ fbt,cal

(

= 0,5 ⋅ 0,026 ⋅ 75 N mm 2

)

= 0,98 N mm 2.

(4)

6.4 Abgeleitete charakteristische Biegezugfestigkeit Die auf Grundlage der am ibac durchgeführten experimentellen Untersuchungen an Kleinprüfkörpern abgeleiteten charakteristischen Biegezugfestigkeitswerte der gelochten Mauerwerkfassade sind in Tabelle 2 zusammengefasst.

7 Tragfähigkeitsuntersuchungen an Mauerwerkwänden 7.1 Drucktragfähigkeit kleiner Mauerwerkwände Zur Bestimmung der Drucktragfähigkeit der gelochten Klinker-Vorsatzschale wurden am ibac Druckversuche an kleinen Mauerwerkwänden nach DIN EN 1052-1:1998-12 [19] durchgeführt. Hierfür wurden insgesamt drei Wandprüfkörper mit einer Wandhöhe

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Tabelle 2. Abgeleitete charakteristische Biegezugfestigkeit der Parkhausfassade Table 2. Derived characteristic flexural strength of the car park façade charakteristische Biegezugfestigkeit fxki,i Biegezugbeanspruchung

Dicke der Lagerfuge

Fugenversagen Fall 1

mm senkrecht zur Lagerfuge

parallel zur Lagerfuge

Steinversagen Vollklinker

Hochlochklinker

Fall 2a

Fall 2b

N/mm²

10

0,26

13

0,12

16

0,10

10

0,28

13

0,28

16

0,28

von rd. 1245 mm und einer Wandlänge von rd. 1260 mm hergestellt.

Die erste Steinlage, bestehend aus Vollklinkern, wurde jeweils einen Tag vor Herstellung der Wandprüfkörper auf den Stahlplatten in eine Ausgleichsschicht aus Zementmörtel gesetzt. Analog zur Parkhausfassade wurden in jeder ungeraden Steinlage die Vollklinker lufttrocken aneinander vermauert. In jeder geraden Steinlage wurden die Hochlochklinker jeweils mit einem Luftzwischenraum von ca.

260 mm ebenfalls lufttrocken vermauert. Die Klinker wurden bündig an der Rückseite der Wand angeordnet. Für die Mörtelmischung wurde der Trockenmörtel als Sackware verwendet.

Der Mörtelauftrag erfolgte von Hand.

Die Prüfkörper wurden mit einer Lagerfugendicke von 13 mm, einer Stoßfugendicke von 10 mm und einem Überbindemaß von ü = 115 mm hergestellt.

Die erste Wand wurde innerhalb eines Tages errichtet. Aufgrund der stark nicht saugenden Eigenschaften und des Gewichtes der Klinker war eine lotrechte Herstellung der Wand ab einem Meter Wandhöhe jedoch problematisch. Um eine ungewollte Schiefstellung der Wand bei der Herstellung zu vermeiden, wurden die anderen beiden Wandprüfkörper daher an zwei aufeinander folgenden Tagen (eine Wandhälfte pro Tag) hergestellt.

Vor der Prüfung der Mauerwerkdruckfestigkeit wurde die Lasteinleitungsfläche der Wandprüfkörper mit Gips abgeglichen. Als Lasteinleitungsbreite wurde die geringste Wandbreite gewählt, d. h. die Breite der Hochlochklinker in jeder geraden Steinlage (ca. 92 mm).

–

–

2,80

0,98

Die abgeglichenen Wandprüfkörper wurden in einem Alter von mindestens 28 Tagen in die Prüfeinrichtung eingebaut und die Vertikallast zentrisch auf die Lasteinleitungsfläche aufgebracht. Die Versuche wurden kraftgeregelt durchgeführt. Bild 15 zeigt beispielhaft einen in die DruckPrüfmaschine eingebauten Wandprüfkörper. Die Mauerwerkwände wurden mit einer konstanten Geschwindigkeit belastet, so dass die Höchstlast nach ca. 5 bis 7 Minuten erreicht wurde. An den Prüfkörpern wurden mit vier induktiven Wegaufnehmern

Bild 15. Prüfeinrichtung zur Bestimmung der Drucktragfähigkeit von Wandprüfkörpern in Anlehnung an DIN EN 1052-1 Fig. 15. Test setup for the determination of the compression strength of masonry wall specimens based on DIN EN 1052-1

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Bild 16. Spannungs-Dehnungslinien für eine Druckbeanspruchung; Mittelwertkurven Fig. 16. Stress-strain curves for a compressive stress, mean value curves

W10 die Längsverformungen gemessen und daraus die Spannungs-Dehnungslinien bis zur Bruchlast ermittelt.

In Bild 16 sind die SpannungsDehnungslinien der untersuchten Mauerwerkprüfkörper dargestellt. Die Druckfestigkeit des ersten Wandprüfkörpers war, wie erwartet, aufgrund der ungewollten Schiefstellung bei der Herstellung geringer als bei den anderen beiden Prüfkörpern.

Die mittlere Druckfestigkeit der untersuchten Mauerwerk-Prüfkörper lag bei 13,5 N/mm². Unter Berücksichtigung eines empirischen Abminderungsfaktors der mittleren Druckfestigkeit von 0,8 resultiert eine charakteristische Druckfestigkeit der Klinker-Vorsatzschale von 10,8 N/mm².

Der mittlere Elastizitätsmodul, der bei einem Drittel der Höchstbelastung als Sekantenmodul bestimmt wurde, betrug 10 511 N/mm².

7.2 Biegetragfähigkeit kleiner Mauerwerkwände 7.2.1 Allgemeines Zur Bestimmung der Tragfähigkeit der gelochten Mauerwerkfassade unter Biegebeanspruchung wurden Biegezugversuche senkrecht und parallel zur Lagerfuge an kleinen Mauerwerkwänden in Anlehnung an DIN EN 1052-2:1999-10 [20] durchgeführt.

Hierfür wurde je Beanspruchungsrichtung eine Versuchsserie à jeweils drei Wandprüfkörper mit einer Lagerfugendicke von 13 mm hergestellt.

Die Wandprüfkörper wurden auf Stahlträgern hergestellt, mit denen sie auch später in der Prüfmaschine eingebaut wurden. Zwischen der ersten Steinlage und den Stahlträgern wurden 2-lagige Folienlager angeordnet.

Die grundsätzliche Vorgehensweise bei der Herstellung der Wandprüfkörper entspricht der in Abschnitt 7.1

beschriebenen. Die Prüfkörper wurden ebenfalls in zwei aufeinander folgenden Tagen hergestellt.

Zur Prüfung der Biegezugfestigkeit wurden die Mauerwerk-Prüfkörper in die Prüfeinrichtung – wie in den Bildern 17 und 19 dargestellt – eingebaut. Auf das Aufbringen einer gemäß DIN EN 1052-2 vorgeschriebenen vertikalen Auflast von 0,0025 bis 0,005 N/ mm² nach der Herstellung der Probekörper wurde verzichtet. Die Belastung erfolgte verformungsgeregelt über den Kolbenvorschub. Die Maximallast wurde nach rd. 10 bis 15 min erreicht.

7.2.2 Biegebeanspruchung senkrecht zu den Lagerfugen Die Wandgeometrie und der verwendete Versuchsaufbau zur Bestimmung der Biegezugfestigkeit senkrecht zur Lagerfuge ist in Bild 17 schematisch dargestellt. Die Prüfkörperabmessungen wurden so gewählt, dass eine ausreichende Biegeschlankheit der Wände (l = 15,3) gewährleistet war. Die äußeren Auflager wurden 106 mm von den Außenkanten der Prüfkörper angeordnet. Das Verhältnis des Abstands der inneren und äußeren Auflager wurde zu 0,45 festgelegt, sodass der in [20] geforderte Verhältniswert von 0,4 bis 0,6 eingehalten wurde.

Während der Versuchsdurchführung wurde die Wandmittendurchbiegung an den seitlichen Rändern (rechts und links) mit zwei induktiven Wegaufnehmern W10 gemessen.

Insgesamt konnten zwei der drei hergestellten Wandprüfkörper geprüft

Bild 17. Biegezugversuche senkrecht zur Lagerfuge nach DIN EN 1052-2; Wandgeometrie (links); Prüfkörper und Versuchsaufbau (rechts) Fig. 17. Flexural tests perpendicular to the bed joint according to DIN EN 1052-2; wall geometry (left), test specimens and test set-up (right)

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Bild 18. Moment-Durchbiegungslinien für eine Biegezugbeanspruchung senkrecht zur Lagerfuge; Mittelwertkurven Fig. 18. Moment-deflection curves for a flexural tension stress perpendicular to the bed joint; mean value curves

werden. Die dritte Wand wurde beim Vorbereiten zur Prüfung bereits beschädigt. Bei beiden durchgeführten Versuchen erfolgte Fugenversagen.

An den Prüfkörpern wurden jeweils die Momenten-Durchbiegungslinien ermittelt. Das maximale Moment zwischen den inneren Auflagern berechnet sich zu:

M=

F l1 − l2 ⋅ 2 2

(5)

mit M maximales Moment zwischen den inneren Auflagern F maximale Last

Bild 20. Moment-Durchbiegungslinien für eine Biegezugbeanspruchung parallel zur Lagerfuge; Mittelwertkurven Fig. 20. Moment-deflection curves for a flexural tension stress parallel to the bed joint; mean value curves

l1 Abstand zwischen den äußeren Auflagern l2 Abstand zwischen den Lasteinleitungspunkten

Bild 17) wurde vereinfachend das Widerstandsmoment wie folgt berechnet:

Die Moment-Durchbiegungslinien der Biegezugversuche senkrecht zur Lagerfuge sind in Bild 18 dargestellt.

Aus der kleinsten gemessenen Maximallast einer der zwei durchgeführten Versuche resultierte ein Moment in Wandmitte von 0,26 kNm. Die minimal gemessene Verformung beim Erreichen der Maximallast betrug ca.

0,08 mm.

Bezogen auf die Wandgeometrie der untersuchten Wandprüfkörper (s.

Ws = =

bst,KHLz 2 ⋅ lst,KHLz 6 922 ⋅ 240 ⋅ 3 mm 3 6

⋅3 (6)

= 1.015.680 mm 3 .

Auf Basis dieser Werte wurde für den Fall Fugenversagen eine äquivalente Biegezugfestigkeit senkrecht zu den Lagerfugen wie folgt bestimmt:

Bild 19. Biegezugversuche parallel zur Lagerfuge in Anlehnung an DIN EN 1052-2; Wandgeometrie (oben); Prüfkörper und Versuchsaufbau (unten) Fig. 19. Flexural tests parallel to the bed joint according to DIN EN 1052-2; wall geometry (above), test specimens and test set-up (below)

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βBZ,p = Bild 21. Torsionsbeanspruchung Fig. 21. Torsional loading

βBZ,s =

0, 26 kNm M = Ws 1.015.680 mm 3

= 0, 26 N

(7)

mm 2 .

Zur Ermittlung der charakteristischen Biegezugfestigkeit wurde ebenfalls auf Erfahrung beruhend die äquivalente Biegezugfestigkeit mit einem Faktor von 0,7 abgemindert. Die äquivalente charakteristische Biegezugfestigkeit der gelochten Mauerwerkfassade fxk1,1 für eine Beanspruchung senkrecht zu den Lagerfugen beträgt somit 0,18 N/mm².

Wp,Torsion = =

r3 ⋅ π ⋅ 10 ⋅ 2 2

(9)

Unter Berücksichtigung eines empirischen Abminderungsfaktors von 0,7 ergibt sich eine äquivalente charakteristische Biegezugfestigkeit der gelochten Mauerwerkfassade fxk2,1 für eine Beanspruchung parallel zu den Lagerfugen von 0,40 N/mm².

7.2.4 Äquivalente charakteristische Biegezugfestigkeit In Tabelle 3 sind die resultierenden äquivalenten Biegezugfestigkeiten der gelochten Parkhausfassade zusammengefasst.

463 ⋅ π × 10 ⋅ 2 mm 3 2

= 3.057.900 mm 3 .

1,78 kNm 3.057.900 mm 3

= 0,58 N mm 2.

minimal gemessene Verformung in Wandmitte betrug beim Erreichen der Bruchlast 0,47 mm.

Unter der Annahme einer Torsionsbeanspruchung der Lagerfugen, die in Bild 21 schematisch dargestellt ist, resultiert für die gewählte Wandgeometrie der untersuchten Prüfkörper (s. Bild 19) folgendes Widerstandsmoment:

7.2.3 Biegebeanspruchung parallel zu den Lagerfugen In Bild 19 sind die Wandgeometrien und der verwendete Versuchsaufbau zur Bestimmung der Biegezugfestigkeit parallel zur Lagerfuge schematisch dargestellt. Die Prüfkörperabmessungen wurden ebenfalls so gewählt, dass eine ausreichende Biegeschlankheit der Wände (l = 9,9) gewährleistet war. Die äußeren Auflager wurden 62 mm von den Außenkanten der Prüfkörper angeordnet. Das Verhältnis des Abstands der inneren und der äußeren Auflager wurde bei der ersten und zweiten Wand zu 0,47 gewählt, so dass der in [20] geforderte Verhältniswert von 0,4 bis 0,6 eingehalten wurde.

Aufgrund der Steingeometrie und der Bruchbilder der ersten beiden Wandversuche wurde für die Prüfung der dritten Wand der Abstand zwischen den inneren Auflagern kleiner gewählt (s. Bild 19). Dies erfolgte mit dem Ziel, Fugenversagen in der Mitte der Wand zu erzeugen.

Während der Versuchsdurchführung wurde die Wandmittendurchbiegung am oberen und unteren Rand mit induktiven Wegaufnehmern W10 gemessen.

Die Moment-Durchbiegungslinien der Biegezugversuche sind in Bild 20 dargestellt. Der Versagensfall der drei durchgeführten Versuche war ebenfalls Fugenversagen. Das kleinste resultierende Moment betrug 1,78 kNm. Die

=

M Wp,Torsion

(8)

Für den Fall Fugenversagen beträgt die äquivalente Biegezugfestigkeit parallel zu den Lagerfugen somit:

8 Ansetzbare Biegezugfestigkeit Mit dem Ziel, die Tragfähigkeit der Mauerwerkfassade unter Biegebeanspruchung zur Erlangung einer Zu-

Tabelle 3. Äquivalente charakteristische Biegezugfestigkeit der Parkhausfassade Table 3. Equivalent characteristic flexural strength of the car park façade

Biegezugbeanspruchung

Dicke der Lagerfuge

charakteristische Biegezugfestigkeit fxki,1 Fugenversagen

mm senkrecht zur Lagerfuge

N/mm² 0,18

13

parallel zur Lagerfuge

0,40

Tabelle 4. Ansetzbare charakteristische Biegezugfestigkeit der Parkhausfassade Table 4. Permitted characteristic flexural strength of the car park façade charakteristische Biegezugfestigkeit fxki,i

Biegezugbeanspruchung

Dicke der Lagerfuge

Fall 1 mm senkrecht zur Lagerfuge

parallel zur Lagerfuge 1)

Steinversagen

Fugenversagen Vollklinker

Hochlochklinker

Fall 2a

Fall 2b

N/mm²

10

0,26

13

0,181)

16

0,10

10

0,28

13

0,28

16

0,28

–

–

2,80

0,98

Dieser Wert wurde durch lineare Interpolation bestimmt und durch Biegezugversuche an Wänden bestätigt.

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stimmung im Einzelfall unter Vorbehalt zu bestimmen, wurden zunächst auf Basis der am ibac durchgeführten Verbunduntersuchungen an Kleinprüfkörpern mit Lagerfugendicken von 10, 13 und 16 mm Biegezugfestigkeitswerte parallel und senkrecht zu den Lagerfugen abgeleitet (s. Abschnitt 6).

Um die abgeleiteten Biegezugfestigkeiten zu untermauern, wurden im Nachgang am ibac Biegezugversuche senkrecht und parallel zu den Lagerfugen an Mauerwerkwänden mit einer Lagerfugendicke von 13 mm durchgeführt und äquivalente Biegezugfestigkeiten bestimmt (s. Abschnitt 7.2).

Aus diesen Untersuchungen wurden für die Berechnungen der Statik der Parkhausfassade ansetzbare Biegezugfestigkeitswerte bestimmt, die in Tabelle 4 angegeben sind. Der maßgebende Versagensfall in beiden Beanspruchungsrichtungen ist Fugenversagen.

Bei den durchgeführten Untersuchungen an Kleinprüfkörpern wurde festgestellt, dass der Zusammenhang zwischen der Biegezugfestigkeit und der Lagerfugendicke bei einer Beanspruchung senkrecht zu den Lagerfugen nicht linear ist. Die Ableitung der Biegezugfestigkeit auf Grundlage der Haftzugfestigkeit lieferte einen konservativeren Wert (0,12 N/mm²) als die äquivalente Biegezugfestigkeit (0,18 N/mm²), die aus den Wandversuchen resultierte. Dies liegt daran, dass die Belastungsart bei den Kleinprüfkörpern eine andere ist als bei den kleinen Mauerwerkwänden.

Während bei den Kleinprüfkörpern zur Bestimmung der Haftzugfestigkeit eine zentrische Zuglast senkrecht zur Lagerfuge aufgebracht wurde, wurden die Mauerwerkwände auf Biegezug senkrecht zu den Lagerfugen beansprucht. Für den Belastungsfall senkrecht zu den Lagerfugen wurde als ansetzbare Biegezugfestigkeit die realitätsnahe äquivalente Biegezugfestigkeit (0,18 N/mm²) angesetzt (s. Tabelle 4). Dieser Wert entspricht auch dem Wert, der durch Interpolation der abgeleiteten Biegezugfestigkeitswerte für Lagerfugendicken von 10 und 16 mm resultiert.

Für eine Beanspruchung parallel zu den Lagerfugen ist die Biegezugfestigkeit im Gegensatz zu dem anderen Belastungsfall unabhängig von der Lagerfugendicke. Auf der sicheren Seite liegend wurde als ansetzbare Biegezug-

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festigkeit (0,28 N/mm²) die auf Grundlage der Haftscherfestigkeit abgeleitete Biegezugfestigkeit angesetzt (s.

Tabelle 4). Die äquivalente Biegezugfestigkeit (0,40 N/mm²), die durch die Wandversuche bestimmt wurde, setzt eine vollflächige Vermörtelung der Stoßfugen voraus. Anders als bei der Herstellung von Wandprüfkörpern im Labor kann dies in der Praxis jedoch nicht mit Sicherheit gewährleistet werden, wie auch bei der Baustellenüberwachung beobachtet wurde (s.

Abschnitt 9). Im Vergleich dazu wurde zur Ableitung der Biegezugfestigkeit ein vereinfachter Ansatz einer Torsionsbeanspruchung der Lagerfuge gewählt, bei dem lediglich der Verbund zwischen Mauerstein und Mauermörtel in den Lagerfugen berücksichtigt wurde. Abgesehen davon ist die Parkhausfassade anders aufgebaut als konventionelle Mauerwerkwände, an denen üblicherweise die Biegezugfestigkeit i. A. nach [20] bestimmt wird, da sie aus zwei unterschiedlichen, von Steinlage zu Steinlage abwechselnden Klinkern besteht. Aufgrund der unüblich langen Vollklinker konnten sich die Wandprüfkörper infolge der parallel zur Lagerfuge wirkenden Horizontallast bei der gewählten Wandgeometrie und den festgelegten Lasteinleitungspunkten der Versuchseinrichtung nicht frei verformen (s. Abschnitt 7.2.3).

Aus diesem Grund wurde bei den Biegezugversuchen vermutlich eine etwas höhere Last gemessen als die tatsächlich aufnehmbare. Die Wände rissen beim Erreichen der Maximallast daher auch nicht in den Fugen in Wandmitte, sondern in den Fugen an den Lasteineitungspunkten.

werte der Parkhausfassade zu überprüfen, wurden nach jedem Baustellenbesuch zusätzlich Kleinprüfkörper, bestehend aus den auf der Baustelle entnommenen Mauersteinen und Trockenmörtel NM IIa vom Silo der Baustelle, mit einer Lagerfugendicke von 13 mm hergestellt. Die Frisch- und Festmörtelkennwerte der Mörtelmischungen aus Werktrockenmörtel als Sackware bzw. vom Silo unterschieden sich ebenfalls nur unwesentlich voneinander. Die Ergebnisse der Haftscherprüfungen (Serien B2 bis B4) sind in Bild 7, Abschnitt 5.3, die der Haftzugprüfungen (Serien E1 bis E4) in Bild 9, Abschnitt 5.4, aufgeführt.

Des Weiteren wurden bei jeder Ortsbesichtigung Normprismen mit Frischmörtel von der Baustelle hergestellt, um die Festmörtelkennwerte nach 28 Tagen zu bestimmen. Die Konsistenz der auf der Baustelle hergestellten Mischungen war augenscheinlich steifer als die der im Labor hergestellten (s. Abschnitt 4.2). Die Druckfestigkeit der Baustellenmörtelmischung lag im Mittel bei 12,8 N/mm². Der kleinste Wert betrug 7,9 N/mm².

9 Qualitätskontrolle auf der Baustelle 9.1 Überprüfung der Materialkennwerte

9.2.2 Musterwand

Im Rahmen der Baustellenüberwachung wurden Materialien von der Baustelle entnommen, an denen begleitende Materialprüfungen am ibac zur Überprüfung der Normeigenschaften durchgeführt wurden. An den verwendeten Mauersteinen wurden die Masse, Maße, Planparallelität und Ebenheit überprüft. Da alle verwendeten Steine aus derselben Produktionscharge stammten, unterschieden sich diese Ergebnisse von denen aus der Erstbestimmung der Normeigenschaften in Abschnitt 4.1 nur unwesentlich voneinander. Um die Verbundkenn-

9.2 Baustellenüberwachung 9.2.1 Allgemeines Eine der Anforderungen bei der Zustimmung im Einzelfall bestand darin, die planmäßige Ausführung der gelochten Mauerwerkfassade zu überwachen und zu protokollieren. Während der Bauphase wurden daher fünf Ortsbesichtigungen der Baustelle des Parkhauses in Bochum zwischen den Monaten April und Juni des Jahres 2013 durchgeführt.

Bei der ersten Besichtigung wurde eine Musterwand augenscheinlich begutachtet, bevor die Ausführungsfirma mit der Erstellung der Klinker-Vorsatzschale begann. Die Musterwand bestand analog der geplanten Parkhausfassade aus einem geschlossenen sowie einem gelochten Wandabschnitt.

Die Soll-Lagerfugendicke betrug wie im Architektenentwurf vorgesehen 10 mm. Bei der Herstellung der Musterwand wurden jedoch aufgrund der Unebenheiten der Mauersteine Ausführungsfehler festgestellt. Dazu zählen eine sehr kleine Ist-Lagerfugendicke sowie eine ungenügend kleine Mörtel-

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deckung der Drahtanker. Vor allem im geschlossenen Wandbereich betrug die Lagerfugendicke lediglich 4 mm. Um diese Fehler zu beseitigen, wurde beschlossen, die Soll-Lagerfugendicke der Parkhausfassade auf 13 mm zu vergrößern.

Des Weiteren wurde festgestellt, dass bereichsweise die Stoßfugen nicht vollflächig vermörtelt wurden. Vor allem auf der Rückseite der geschlossenen Wand waren Fehlstellen in den Lager- und Stoßfugen zu erkennen. Es wurde daher darauf hingewiesen, dass alle Stoß- und Lagerfugen vollflächig und hohlraumfrei mit Mörtel zu vermörteln sind.

Weiterhin war es nachteilig, dass die Aluminiumschienen zur Befestigung der Edelstahldrahtanker bereits vor der Erstellung der Mauerwerkfassade an die Tragkonstruktion des Parkhauses in einem vertikalen Abstand von 0,50 m befestigt waren. Die Maßgenauigkeit bei den verwendeten Steinen und generell bei Mauerwerk ist nicht so groß wie die Maßgenauigkeit einer Stahl- bzw. Stahlbetonkonstruktion. Obwohl die Schienen mit Schrauben über Langlöcher befestigt wurden, konnten die Maßabweichungen der Steine damit nicht kompensiert werden. Aufgrund der gegenüber der Planung im Mittel 2 mm höheren Hochlochklinker und der neu definierten Lagerfugendicke mussten die Aluminiumschienen unmittelbar vor dem Beginn der Maurerarbeiten nach oben versetzt werden.

Bei der Musterwand wurde die ausgeprägte Krümmung bei der Anordnung der Vollklinker außer Acht gelassen. Um ein gleichmäßiges Erscheinungsbild zu erzielen, wurde beschlossen, dass bei der Erstellung der

Bild 22. Vorderseite der Südfassade Fig. 22. Front of the south façade

Fassade die Vollklinker mit einer positiven Krümmung verlegt werden sollen („lachende Steine“).

9.2.3 Begutachtung der Ausführung auf der Baustelle Bei den vier weiteren Besichtigungen wurden augenscheinlich geschlossene und gelochte Wandabschnitte des Parkhauses begutachtet. Des Weiteren wurden stichprobenartig Messungen der Stoß- und Lagerfugendicken sowie der Überbindelängen durchgeführt. Die Mörteldeckung und die Anordnung der Drahtanker dieser Wandabschnitte wurden ebenfalls überprüft.

Bei der Ausführung der zuerst erstellten Wandabschnitte in den unteren Bereichen der Süd- (Bild 22) und Nordfassade wurde zusammenfassend bemängelt, dass die Stoßfugen nicht alle vollflächig vermörtelt wurden und die Lagerfugendicken z. T. mehr als ±3 mm von der Soll-Dicke abwichen.

Außerdem wurden die Drahtanker an einigen Stellen nicht mittig im Mörtelbett in der Überbindung der Steine eingebettet, wie Bild 23 zeigt.

Mit dem Baufortschritt und den gesammelten Erfahrungen bei der Herstellung dieses schwierigen Mauerwerks wurde eine generelle Verbesserung bei der Ausführung der Maurerarbeiten festgestellt. Vor allem die oberen Geschosse der Südseite sowie die Ost- und Westseite wurden deutlich besser ausgeführt als die zu Beginn erstellten Wandabschnitte. Das Fugenbild wirkt in den späteren Wandabschnitten gleichmäßiger, die Soll-Dicken der Stoß- und Lagerfugen wurden besser eingehalten. Die Drahtanker wurden vollständig im Mörtel

und mittig in der Überbindung der Steine eingebettet. Dennoch findet man Anker, vor allem an der Nordseite des Parkhauses, die lose sind.

Dies resultiert vermutlich dadurch, dass die Drahtanker während des Erhärtens des Mörtels bei der Reinigung der Aluminiumschienen unabsichtlich bewegt wurden.

Bei Ausfall einiger der Drahtanker ist die Gesamttragfähigkeit der Fassade nicht gefährdet, da die Anzahl der Anker ausreichend ist und bei den Untersuchungen eine sehr hohe Zug- und Drucktragfähigkeit der Anker (s. Abschnitt 5.5) erzielt wurde.

Um die Ausführungsqualität zu verbessern, wurde am Ende der Bauphase jedoch beschlossen, Ersatzmaßnahmen zu ergreifen, z. B. die fehlerhaften Anker nachträglich frei zu machen und mit dem Hilti-Injektionsverfahren zu verpressen.

Durch die offene Bauweise ist die Mauerwerkfassade beidseitig der Witterung ausgesetzt. Aus diesem Grund wurde bei der Überwachung der Baustelle ebenfalls sehr viel Wert darauf gelegt, dass die neu erstellten Wandabschnitte auf zwei aufeinander folgenden Tagen beidseitig mit Folie abgedeckt wurden, sodass der Mörtel ausreichend erhärten konnte, ohne übermäßig Feuchte infolge der Austrocknung zu verlieren oder infolge des Regens aufzunehmen. Ebenfalls aufgrund der besonderen, offenen Wandkonstruktion wird es erforderlich sein, dass das Bauwerk nach zwei Winterperioden erneut in Augenschein genommen wird. Hier soll wegen der Offenheit, des Vorsprungs der langen Vollklinker und der auftretenden Frostbeanspruchung insbesondere auf Ausbrüche geachtet werden.

Bild 23. Geringe Mörteldeckung oberhalb des Drahtankers Fig. 23. Small mortar coverage below the anchor

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W. Brameshuber/D. Saenger · Zustimmungsverfahren einer gelochten Parkhausfassade aus Klinkern

10 Zusammenfassende Beurteilung Auf Basis der am Institut für Bauforschung Aachen durchgeführten Untersuchungen wurden charakteristische Festigkeitswerte der Klinker-Vorsatzschale für die Bemessung bestimmt.

Die Mauerwerkfassade, die vertikal lediglich durch Eigengewicht belastet ist, weist eine sehr hohe Drucktragfähigkeit auf. Die Mauerwerkwand wird weiterhin senkrecht zur Wandebene durch Wind- bzw. Anpralllasten belastet. Für die Bemessung dieser Lastfälle wurde die Biegezugfestigkeit der gelochten Mauerwerkfassade sowohl für eine Beanspruchung parallel als auch senkrecht zu den Lagerfugen bestimmt. Zum einen wurde die Biegezugfestigkeit der gelochten Mauerwerkfassade, auf der sicheren Seite liegend, auf Grundlage von Verbundkennwerten abgeleitet, mit dem ursprünglichen Ziel, eine Zustimmung im Einzelfall unter Vorbehalt vor Baubeginn zu erlangen. Zum anderen wurde die Biegezugfestigkeit durch Biegezugversuche an kleinen Mauerwerkwänden untermauert.

Der maßgebende Versagensfall der Mauerwerkfassade für eine Biegezugbeanspruchung ist Fugenversagen.

Bei einer Beanspruchung senkrecht zu den Lagerfugen ist die ansetzbare Biegezugfestigkeit der Mauerwerkfassade geringer als bei einer Beanspruchung parallel zu den Lagerfugen. Im Fall einer Beanspruchung senkrecht zu den Lagerfugen wird die Haftzugfestigkeit und somit auch die Biegezugfestigkeit der Fassade maßgeblich von der Lagerfugendicke beeinflusst. Je dicker die Lagerfugen sind, desto geringer sind die Haftzug- und Biegezugfestigkeit. Eine Vergrößerung der Lagerfugendicke von 10 mm auf 13 mm unmittelbar vor dem Baubeginn hatte daher zur Folge, dass die ansetzbare Biegezugfestigkeit für die Bemessung der Fassade geringer ist als die ursprünglich abgeleitete.

Zur Ermittlung der äquivalenten Biegezugfestigkeiten auf Grundlage der Wandversuche wurden Annahmen getroffen, um die Widerstandsmomente für die jeweilige Beanspruchungsrichtung vereinfachend zu bestimmen. Durch die offene Bauweise und die Befestigung der Fassade mithilfe von Drahtankern an der Stahl-

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tragkonstruktion des Parkhauses ist die Bestimmung der Widerstandsmomente jedoch nicht trivial. Bei der Bemessung der Klinker-Vorsatzschale könnten die Reserven der Halterung der Drahtanker ausgenutzt werden, insbesondere da die Drahtanker eine sehr hohe Zug- und Drucktragfähigkeit aufweisen. Dies könnte zu einem besseren Ergebnis bei der Nachweisführung des kritischeren Falls einer Beanspruchung senkrecht zu den Lagerfugen führen. Um die bei den Wandversuchen bestimmten maximalen Bruchmomente mit den aus den Einwirkungen resultierenden Momenten zu vergleichen, sollten daher für die Bemessung der Mauerwerkfassade die Wandgeometrie der kleinen Mauerwerkprüfkörper im Statikprogramm abgebildet und die Widerstandsmomente unter Berücksichtigung der Halterung der Drahtanker und der Unterkonstruktion ausgerechnet werden. Auf diese Weise wäre es denkbar, höhere Biegezugfestigkeiten der Mauerwerkfassade zu erzielen.

Literatur [1] Brameshuber, W.; Uebachs S.: Gutachterliche Stellungnahme zur Erlangung einer Zustimmung im Einzelfall für die Klinker-Vorsatzschale des Parkhauses Westpark – Jahrhunderthalle, Bochum – Teil 1: Ermittlung charakteristischer Festigkeitswerte BU 98/1, Teil 2: Baustellenüberwachung BU 98/2.

Aachen: Brameshuber + Uebachs Ingenieure GmbH. 2013.

[2] Brameshuber, W.; Saenger D.: Untersuchungen zur Erlangung einer Zustimmung im Einzelfall für die KlinkerVorsatzschale des Parkhauses Westpark – Jahrhunderthalle Bochum.

Aachen: Institut für Bauforschung, RWTH Aachen University. 2013. Prüfbericht Nr. M 1742/2.

[3] DIN EN 772-16:2011-07 Prüfverfahren für Mauersteine – Teil 16: Bestimmung der Maße.

[4] DIN EN 772-20:2005-05 Prüfverfahren für Mauersteine – Teil 20: Bestimmung der Ebenheit von Mauersteinen.

[5] DIN EN 772-13:2000-09 Prüfverfahren für Mauersteine – Teil 13: Bestimmung der Netto- und Brutto-Trockenrohdichte von Mauersteinen (außer Natursteinen).

[6] DIN EN 772-11:2000-07 Prüfverfahren für Mauersteine – Teil 11: Bestimmung der kapillaren Wasseraufnahme von Mauersteinen aus Beton, Porenbe-

tonsteinen, Betonwerksteinen und Natursteinen sowie der anfänglichen Wasseraufnahme von Mauerziegeln.

[7] DIN EN ISO 15148:2003-03 Wärmeund feuchtetechnisches Verhalten von Baustoffen und Bauprodukten – Bestimmung des Wasseraufnahmekoeffizienten bei teilweisem Eintauchen (ISO 15148:2002).

[8] DIN EN 772-1:2011-07 Prüfverfahren für Mauersteine – Teil 1: Bestimmung der Druckfestigkeit.

[9] DIN 1048-5:1991-06 Prüfverfahren für Beton; Teil 5: Festbeton, gesondert hergestellte Probekörper.

[10] DIN EN 1015-6:2007-05 Prüfverfahren für Mörtel für Mauerwerk – Teil 6: Bestimmung der Rohdichte von Frischmörtel.

[11] DIN EN 1015-7:1998-12 Prüfverfahren für Mörtel für Mauerwerk – Teil 7: Bestimmung des Luftgehaltes von Frischmörtel.

[12] DIN EN 1015-10:2007-05 Prüfverfahren für Mörtel für Mauerwerk – Teil 10: Bestimmung der Trockenrohdichte von Festmörtel.

[13] DIN EN 1015-11:2007-05 Prüfverfahren für Mörtel für Mauerwerk – Teil 11: Bestimmung der Biegezug- und Druckfestigkeit von Festmörtel.

[14] DIN 18555-5:1986-03 Prüfung von Mörteln mit mineralischen Bindemitteln – Festmörtel – Bestimmung der Haftscherfestigkeit von Mauermörteln.

[15] DIN V 18580:2007-03 Mauermörtel mit besonderen Eigenschaften.

[16] DIN EN 1052-3:2007-06 Prüfverfahren für Mauerwerk – Teil 3: Bestimmung der Anfangsscherfestigkeit (Haftscherfestigkeit).

[17] DIN EN 846-5:2012-11 Prüfverfahren für Ergänzungsbauteile für Mauerwerk – Teil 5: Bestimmung der Zug- und Drucktragfähigkeit sowie der Steifigkeit von Mauerankern (Steinpaar-Prüfung).

[18] DIN EN 1996-1-1 NA Nationaler Anhang – National festgelegte Parameter – Eurocode 6: Bemessung und Konstruktion von Mauerwerksbauten – Teil 1-1: Allgemeine Regeln für bewehrtes und unbewehrtes Mauerwerk.

[19] DIN EN 1052-1:1998-12 Prüfverfahren für Mauerwerk – Teil 1: Bestimmung der Druckfestigkeit.

[20] DIN EN 1052-2:1999-10 Prüfverfahren für Mauerwerk – Teil 2: Bestimmung der Biegezugfestigkeit.

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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Berichte DOI: 10.1002/dama.201400609

From disaster to present day: the resiliency of masonry following September 11, 2001 David T. Biggs

Terrorist attacks on September 11, 2001 in both New York City and Washington D.C. in the United States destroyed two 110-story office towers and a third 47-story office building at the World Trade Center (WTC) in New York and portions of the Pentagon in Washington D.C. All WTC buildings in the plaza area (Fig. 1, blue area) were destroyed that day as well.

The towers essentially had no masonry components. However, many of the surrounding buildings were impacted by the collapses but survived in some part, due to the masonry used in their construction. In Washington, the area of the masonry clad-Pentagon dama-

Fig. 1. Site Plan of World Trade Center Plaza and surrounding buildings Bild 1. Lageplan des World Trade Center Plaza und der peripheren Gebäude

ged on September 11 had been partially strengthened prior to the attack and was subsequently rebuilt.

Over the past decade, New York has worked to rebuild the World Trade Center area. This paper provides an update and acknowledges the resiliency of the masonry buildings in the aftermath of a major disaster. Some of the 2013 photographs are taken from a different vantage point from the 2001 photographs due to the construction that has taken place.

Von der Katastrophe bis zum heutigen Tag: Die Widerstandsfähigkeit von Mauerwerk, veranschaulicht an den Auswirkungen der Terroranschläge des 11. September 2001. Die Terroranschläge des 11. September 2001 in New York City und Washington DC in den USA zerstörten zwei 110-stöckige Bürotürme und ein drittes, 47-stöckiges Bürogebäude am World Trade Center (WTC) in New York sowie Teile des Pentagons in Washington DC. Alle WTC-Gebäude im Plaza-Bereich (Bild 1, blau gekennzeichnet) wurden an diesem Tag ebenfalls zerstört.

Die Türme hatten im Wesentlichen keine Mauerwerk-Komponenten. Allerdings blieben viele der umliegenden Gebäude, die von den Einstürzen betroffen waren, infolge des Mauerwerks in der Konstruktion teilweise erhalten. Die Mauerwerksverkleidung des Pentagons in Washington war vor den Angriffen des 11. September teilweise verstärkt worden und wurde danach wieder aufgebaut.

In den vergangenen zehn Jahren wurde in New York daran gearbeitet, den Bereich des World Trade Centers wieder aufzubauen. Der vorliegende Beitrag zeigt den derzeitigen Stand der Entwicklungen und bestätigt die Widerstandsfähigkeit von Mauerwerk bei dieser großen Katastrophe. Einige der Fotos aus dem Jahr 2013 wurden aufgrund der entstandenen Bauten aus einem anderen Blickwinkel aufgenommen als die Fotos von 2001.

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➞ Fig. 2. Outline of debris fields from collapse of WTC 1 and WTC 2 Bild 2. Ausdehnung der Trümmerfelder der eingestürzten WTC 1 und WTC 2

Introduction For background, the reader can refer to the May 2002 report, “World Trade Center Building Performance Study: Data Collection, Preliminary Observations, and Recommendations” at www.fema.gov that was released by the Federal Emergency Management Agency (FEMA) and the American Society for Civil Engineers (ASCE).

The Building Performance Assessment Team (BPAT) that investigated the disaster included representatives from various professional societies.

The author represented both The Masonry Society (TMS) and ASCE on the BPAT. Subsequently, he authored “Masonry Aspects of the World Trade Center” which is available from TMS (www.masonrysociety.org).

Fig. 4. Aerial view of World Trade Center area in 2013 Bild 4. Luftbild des World Trade Center-Geländes aus dem Jahr 2013

(WTC 1 and WTC 2) and WTC 7. Figure 2 shows the debris field created by the collapses of the towers. The inner circle around each building represents the primary location of the debris from the walls with the outer circles being an approximate maximum limit.

The collapse of WTC 7 impacted adjacent buildings also.

While the impact of the collapsing buildings did the majority of the

World Trade Center – New York The steel-framed towers of the World Trade Center complex were constructed in the early 1970s. They were the focal point of a plaza that included five additional buildings ranging in height from 8 to 47 stories. None of the plaza buildings survived the 2001 disaster (Figure 1).

All of the buildings surrounding the plaza suffered damage from the falling debris, wreckage, and fires caused by the collapse of the towers

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Fig. 3. Dust cloud from the collapse of WTC 1 viewed from the north. WTC 7 in foreground Bild 3. Staubwolke nach dem Einsturz des WTC 1, von Norden aus gesehen.

WTC 7 im Vordergrund

damage, there was also damage resulting from flying debris and the air pressure created by the collapses. Figure 3 shows the debris and dust cloud created by the collapse of WTC 1.

Following investigations in 2001 and 2002, there were several lessons learned that were published. These are summarized as follows: 1. Older framed buildings with masonry components performed generally better than the newer buildings with lightweight curtain wall construction. a. Masonry infill absorbed impact energy to minimize damage locally. b. Masonry partition walls provided redundant lateral stiffness and fire protection in the older buildings.

2. Masonry infill for walls and beams served both as fireproofing and provided significant structural redundancy. The wall infill also provided an alternate load path to transfer gravity loads from damaged steel columns and prevented collapse of portions of several buildings.

3. Masonry veneers and panelized systems sustained localized damage and could be readily repaired. The performance of the masonry veneer was dependent upon the type of veneer and the anchorage system used.

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Fig. 5. Buildings remaining from 2001 Bild 5. Verbliebene Gebäude aus dem Jahr 2001

Fig. 7. Spandrel beam damage showing brick wall construction Bild 7. Beschädigter Unterzugbalken und Mauerwerkkonstruktion

Fig. 6. Verizon building viewed from the east (site of WTC 7) Bild 6. VerizonGebäude, von Osten aus gesehen (Lage des WTC 7)

4. Masonry flat arches in the floors of 90 West Street performed better under fire than the modern steel framing of WTC 3, 4, and 5, which were a total loss.

2013 – The Resiliency of Masonry There have been significant rebuilding efforts completed or underway since 2001. Figure 4 shows the site with the new 417 m tower. It has another 134 to the top of the antenna (arrow A) and two smaller towers 52 stories and 88 stories respectively (arrows B and C). These are steel-framed structures with concrete cores and enhanced safety features. In addition several smaller steel framed buildings

were demolished and rebuilt or are still under construction (Figure 5).

There are two reflecting pools at the sites of the original towers (WTC 1 and WTC 2) that now form a part of a memorial.

While new construction has replaced damaged and destroyed, every masonry structure that survived has been restored. The following is a summary of several buildings that not only survived but were restored (circles Figure 5).

140 West Street – Verizon Building (1 on Figure 5) The Verizon building has 30 stories and is located on the block bounded by

Barclay Street on the north, Washington Street on the east, Vesey Street on the south, and West Street on the west.

It was north of WTC 1 and WTC 6 and immediately west of WTC 7. The building is viewed as a brick building (Figure 6).

The steel framed structure was constructed circa 1924 with typical floors of concrete-encased steel beams and girders. The exterior walls are at least 30 cm thick brick with clay tile backup and encase the perimeter framing. They are both exterior wall and infill as seen in Figure 7 where the infill was exposed by the damage. The columns were brick encased and that encasement prevented collapse of several heavily damaged steel columns. As seen in Figure 7, except for the outer leaf of the wall, the masonry is in plane with the perimeter framing; this provided redundancy to the framing and allowed the walls to arch over openings created by the damage.

Figure 8 shows the damage to the south elevation from being struck by WTC 1 and the same area in 2013 after restoration.

Figure 9 shows the damage to the east elevation from the collapse of WTC 7 and the restored area in 2013.

In 2005, this historic building was fully restored and reoccupied. It received a prestigious award for the interior and exterior restoration

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Fig. 8. South elevation of Verizon building showing impact damage (left) and restored (right).

Bild 8. Südfassade des Verizon-Gebäudes, beschädigter (links) und instandgesetzter Zustand (rechts)

Fig. 9. East elevation of Verizon building showing impact damage (left) and restored (right) Bild 9. Ostfassade des Verizon-Gebäudes, beschädigter (links) und instandgesetzter Zustand (rechts)

90 Church Street – Federal Building (2 on Figure 5) This steel-framed, 16-story structure has a setback at the seventh floor. The exterior has a limestone façade and brick backup (Figure 10, west elevation).

The building was impacted by debris from the collapse of WTC 7 as well as the towers. Major damage occurred primarily below the setback. Two columns at the base were heavily damaged but the masonry infill supported the building from collapse. Figure 11 shows the restored west elevation in 2013.

22 Cortland Street (3 on Figure 5) This building is directly west of the plaza on Church Street. The exterior

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Fig. 10. West elevation facing WTC 7 Bild 10. Westfassade gegenüber WTC 7

façade is clad in limestone panels at the lower levels with curtain wall above. Figure 12 shows the street level façade that is along Church Street. The windows were blown in. However, it is

noteworthy that the limestone veneer shows little effect from the debris effects. The restoration returned the building façade to its previous brilliance.

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➞ Fig. 11. West elevation of 90 Church Street in 2013 Bild 11. Westfassade der 90 Church Street aus dem Jahr 2013

130 Cedar Street (4 on Figure 5) Constructed in the 1930s, this is a reinforced concrete structure with 12 floors above grade plus a basement.

There are setbacks at the twelfth, eleventh, and tenth floors. The building has a stair head house, an electrical room, and an elevator machine room that extend above the main roof of the

Fig. 13. North elevation of 130 Cedar Street in 2001 Bild 13. Nordfassade der 130 Cedar Street aus dem Jahr 2001

building. Figure 13 shows this building just to the left of the larger building at 90 West Street.

While this building sustained significant fire and impact damage, it was restored. The building was so substantial and robust that seven additional floors were added to the 12 story building during the restoration (arrow, Figure 14).

90 West Street (5 on Figure 5) The most impressive example of resiliency from the September 2001 attacks in New York goes to this historic building constructed in 1906.

This 24-story steel framed structure was the model for modern fire constructive when built. Many buildings constructed today would not meet the

Fig. 12. West elevation facing WTC plaza showing impact damage (left) and restored (right) Bild 12. Westfassade gegenüber WTC Plaza, beschädigter (links) und instandgesetzter Zustand (rechts)

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Fig. 14. 130 Cedar Street in 2013 with seven additional floors (arrow) Bild 14. 130 Cedar Street aus dem Jahr 2013 mit sieben zusätzlichen Geschossen (Pfeil)

Fig. 15. 90 West Street in 2001 Bild 15. 90 West Street aus dem Jahr 2001

Fig. 16. North elevation with fire damage and abrasion from debris Bild 16. Nordfassade mit Schäden durch Feuer und Trümmer

fire resistance criteria of 1906. The steel frame is completely masonry encased and has a terra cotta façade.

The majority of the damage to the exterior of the building was due to projectile debris from WTC 2 and was limited to the north elevation and the roof.

Figure 15 shows the north (front) elevation of the building taken from West Street. The terra cotta is abraded and charred; debris of WTC 2 created a pile

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two-stories high against the building.

Large sections of the facade and interior slabs were missing or severely damaged due to debris impact (Figure 16).

Unlike most of the other buildings, fire spread throughout this building, not just in the area of debris impact. In 2001, there was scaffolding enclosing the building that likely added to the fire load. Significant fire damage occurred on the first through fifth,

seventh through tenth, fourteenth, twenty-first, and twenty-third floors.

There were large accumulations of debris, often from burnt remains of the office contents. There was also extensive fire damage and debris accumulation on the exterior portions of the mansard roof. There were two deaths in this building from being trapped in an elevator.

Figure 17 shows the fully restored building in 2013. It is once again fully operational and occupied. The ornamental terra cotta façade and mansard have been fully restored as well (Figure 18).

Summary While only several examples of masonry resiliency have been shown, nearly every masonry or masonry-clad structure has been restored and returned to service. By all accounts, the results of the World Trade Center disaster indicate that masonry as a system performed admirably.

There were many good examples of

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Fig. 17. 90 West Street showing west elevation in 2013 Bild 17. 90 West Street mit Blick auf Westfassade aus dem Jahr 2013

masonry preventing greater destruction. In contrast, most of the more modern steel-framed structures were so badly damaged that they were demolished.

The WTC disaster demonstrated the resiliency of masonry in that it does

Fig. 18. North elevations of 130 Cedar Street (left) and 90 West Street (right) Bild 18. Nordfassaden der 130 Cedar Street (links) und 90 West Street (rechts)

so much more than simply enclose space. It also provides fire protection, structural capacity, and structural redundancy.

I would like to acknowledge the photographic contributions of Mark Biggs for the 2013 photographs.

Author of this contribution: David T. Biggs, P.E., S.E. Principal Biggs Consulting Engineering, PLLC Troy, New York, USA

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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 answered, 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] von DIN EN 1996 zusammen mit dem zugehörigen Nationalen Anhang [2].

1 DIN EN 1996-1-1:2013-02 + NA:2012-05 Frage Nr. 14-1-1 Kapitelnummer: 6.1.2.1 (NA.8) (NCI) Thema: Bemessungswert des vertikalen Tragwiderstands – Dauerstandseinfluss Frage: Laut NCI (NA.8) 6.1.2.1 und Kommentar ([6], dort S. 59 und 66 sowie S. 154) kann der Langzeitfaktor bei Wind von 0,85 auf 1,0 erhöht werden. Ist damit die Einwirkungskombination mit Wind als Leiteinwirkung gemeint?

Das würde bedeuten, dass dann immer zwei Nachweise zu führen wären, falls die Leiteinwirkung Wind zu den größten Beanspruchungen führt, z. B. bei der Biegung einer Aussteifungsscheibe in Wandlängsrichtung und beim Nachweis des Einflusses der Deckenverdrehung.

Antwort: Ja, das ist so. Wenn die Windbelastung Leiteinwirkung ist, sind die anderen veränderlichen Lasten Begleiteinwirkungen. In der Regel ergibt sich die maßgebende Beanspruchung dann aus dem minimalen Eigengewicht (γG = 1) und der Windbelastung. In diesem Falle ist die Erhöhung des Dauerstandsbeiwertes auf ζ = 1,0 korrekt, da die kurzzeitig wirkende Horizontallast aus

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Wind als Leiteinwirkung das Versagen auslöst.

Wenn man nur einen Nachweis führen will, dann kann man (auf der sicheren Seite liegend) den Bemessungswert der Druckfestigkeit mit ζ = 0,85 bestimmen. Werden jedoch Reserven benötigt und der Lastfall Wind führt als Leiteinwirkung zum Versagen, dann kann mit ζ = 1,0 gerechnet werden und es sind somit zwei Nachweise zu führen.

2 DIN EN 1996-3:2010-12 + NA:2012-01 Frage Nr. 14-1-2 Kapitelnummer: 4.2.1.1 (NA.4) (NCI) Thema: Vereinfachter Schubnachweis Frage: Nach DIN 1053-100 [8] war es möglich, eine Mauerwerkswand auch bei Scheibenbeanspruchung z. B. aus Wind nach dem vereinfachten Verfahren nachzuweisen.

In DIN EN 1996-3 [4] Abschn. 4.2.1 (NA.4) wird festgelegt, dass bei größeren Horizontallasten der Nachweis nach DIN EN 1996-1-1 zu führen ist.

Ist damit nur der Schubnachweis in Scheibenrichtung gemeint oder bedeutet diese Formulierung, dass Wände bei Scheibenbeanspruchung grundsätzlich nicht mehr mit dem vereinfachten Verfahren nachgewiesen werden dürfen?

Antwort: Eine Wand kann nach dem vereinfachten Verfahren nachgewiesen werden, wenn die Anwendungsbedingungen erfüllt sind. Das vereinfachte Verfahren geht davon aus, dass das Gebäude ausreichend ausgesteift ist, also kein Aussteifungsnachweis zu führen ist. Mit etwas Erfahrung sieht man das. Falls ein Schubnachweis erforderlich wird, ist der Nachweisalgorithmus nach DIN EN 1996-1-1/NA [2] anzuwenden.

Zitat NDP zu 4.1 „Ist bei einem Bauwerk nicht von vornherein erkennbar, dass seine Aussteifung gesichert ist, so ist ein rechnerischer Nachweis der Schubtragfähigkeit nach dem genaueren Verfahren nach DIN EN 1996-1-1:2010-12, 6.2, in Verbindung mit dem zugehörigen Nationalen Anhang zu führen.“ Dort steht dann allerdings in NCI zu 6.2 (NA.11) auch, dass stets der Biegedrucknachweis nach dem genaueren Verfahren mit zu führen und die kombinierte Beanspruchung mit zu beachten ist.

Die Formulierungen sind etwas verschachtelt, im Ergebnis muss bei einem erforderlichen Nachweis der Schubtragfähigkeit einer Wand, die gesamte Wand nach DIN EN 1996-1-1 nachgewiesen werden.

Die Entwickler der Norm sind davon ausgegangen, dass die Hauptarbeit beim Schubnachweis die Aufteilung der Lasten auf die einzelnen Scheiben ist (vgl. Beispiele in [10], [11] und [12]).

Die Einzelnachweise sind dann schnell geführt. Insofern brachte der vereinfachte Nachweis der Schubtragfähigkeit nach dem vereinfachten Bemessungsverfahren in der Vergangenheit keine großen Vorteile. Hinzu kam die Gefahr, dass der Biegenachweis maßgebend wird, für den es in Scheibenrichtung keine Vereinfachung gab. Und die „Gefahr“ der kombinierten Beanspruchung – d. h. also in Scheibenrichtung Wind und senkrecht dazu Biegemomente aus der Deckenverdrehung – wurde zusätzlich noch gesehen, wobei man dann genau genommen beim Wand-Decken-Knoten den Lastfall mit 1,0 gk ohne pk ansetzen müsste.

Ergänzt werden soll noch, dass der Nebensatz, „…dass bei größeren Horizontallasten der Nachweis nach DIN EN 1996-1-1 zu führen ist“ natürlich auch beim Anliegen größerer Biegemomente (senkrecht zur Wandebene) bei Druckbeanspruchung gemeint ist. Werden aus technologischen Gründen z. B. Einbauten erforderlich, die größere Biegemomente als die Windmomente und als die Momente aus Deckenverdrehung in der Wand hervorrufen, kann der Nachweis nicht mehr nach dem vereinfachten Berechnungsverfahren geführt werden.

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Leserforum Frage Nr. 14-1-3 Kapitelnummer: 4.2.2.2 und 4.2.2.3 (NCI) Thema: Bemessungswert des vertikalen Tragwiderstands Frage: Bild NA.1 gemäß NA [4] (im Kommentar [6] Bild 1, S. 155) zur teilweise aufliegenden Deckenplatte zeigt die Einwirkungen Nod und NDd. Die Bedeutung der Bezeichnungen ist nicht klar.

Antwort: Nod = Bemessungswert der vertikalen Lasten am Wandfuß des darüber liegenden Geschosses; NDd = Bemessungswert der Lasten aus Decken und Unterzügen.

Die Erläuterung ist in der Legende angegeben.

NEFußdarüberliegende Wandd = Nod NEKopfdarunterliegende Wand = Nod + NDd Wird eine Zentrierung durchgeführt und rückt dabei die Resultierende in die Mittelachse der Wand, ergibt sich am Wandkopf Φo1 zu 0,9 ⋅ ao/t. Am Wandfuß wird Φu1 mit au/t bestimmt und in Wandmitte Φm2 mit ((au/ao)/2)/t.

Der Abminderungsfaktor Φ bezieht sich beim vereinfachten Verfahren bei der Berechnung des Tragwiderstandes immer auf die gesamte Querschnittsfläche: NRd= Φik ⋅ fd ⋅ t [kN/m] Das Verfahren ist z. T. sehr konservativ.

Sollte ein Nachweis hier nicht gelingen, kann auf das (vereinfachte) genauere Vorgehen nach DIN EN 1996-1-1/NA ([2],

0 a) Φ1 = 0,9 · a t

dort Abschnitt 5.5.1.1 und 6.1.2.2 sowie NCI Anhang NA.C) zurückgegriffen werden. Siehe hierzu auch die Leserfragen 12-2-5 (in Heft 2-2012) und 13-4-1 (in Heft 4-2013) und einen ausführlichen Beitrag von Jäger et al. im MauerwerkKalender 2014 [9].

Frage Nr. 14-1-4 Kapitelnummer: NCI zu 4.2.2.3 (NA.5) Thema: Teilweise aufliegende Deckenplatte Frage: In der Gleichung (NA.4) wird der Faktor (a/t) verwendet. Welches a/t ist anzusetzen, wenn dieser Wert am Kopf und Fuß unterschiedlich ist? Wie ist bei einer Zentrierung vorzugehen?

Antwort: Wenn unterschiedliche a/t-Verhältnisse am Kopf und am Fuß der Wand vorliegen, ist der Nachweis am Kopf mit ao/t und am Wandfuß mit au/t zu führen. In Wandmitte wäre (vereinfachend) für die Ermittlung von Φ2 der Mittelwert (ao + au)/2 zu verwenden. Der so ermittelte Abminderungsfaktor bezieht sich auf den gesamten Wandquerschnitt mit der Dicke t.

Wird eine Zentrierung (in die Mittelachse der Wand gem. Bild 1a)) oben durchgeführt, wird der Einfluss der Deckenverdrehung ausgeschaltet und es darf Abs. (NA.4) von NCI zu 4.2.2.3 angewendet werden. Trotzdem bleibt die Auflagerfläche der Deckenplatte maßgebend und es stehen nur 0,9 ⋅ (ao/t) ⋅ AWand an Fläche zur Übertragung der von oben kommenden Last zur Verfügung (s. auch

b) fk ≥ 1,8 N/mm2

c) fk ≥ 1,8 N/mm2

 l  a Φ1 =  1,6 − f  ≤ 0,9 · L 6 t 

 l  ao Φ1 =  1,6 − f  ≤ 0,9 · 6 t  

Bild 1. Maßnahmen zur Lastzentrierung: a) vollständige Zentrierung in der Wandachse, b) Zentrierung in der Auflagerachse, c) Maßnahme zur Verringerung der exzentrischen Lasteintragung in Form einer Weicheinlage (umgangssprachlich ebenfalls als Zentrierung bezeichnet)

Abs. (NA.4) zu NCI zu 4.2.2.3). Zentrierung bedeutet, dass die Last tatsächlich im Zentrum der Wand eingeleitet werden muss. Wird das nur für die Auflagerfläche getan, kann das nicht als Zentrierung gegenüber der Mittelachse der Wand angesehen werden. Es gilt also bei Bild 1b) der Wert aL/t und die Berechnung muss mit Gln. (NA.1) bzw. (NA.2) durchgeführt werden. Es besteht somit kein Unterschied zu Bild 1c).

Legt man allerdings nur eine Weicheinlage an den Rand der Wand (s. Bild 1c)), dann ist das genau genommen eine Maßnahme zur Verbesserung der Lage der Resultierenden, aber eben keine vollständige Zentrierung über der Wandmittelachse und es muss trotzdem ein Abminderungsfaktor Φ1 berechnet werden. Grund dafür ist, dass in jedem Falle der Versatz der Achsen der teilweise aufliegenden Deckenplatte und der Achse der vollen Wand mit der Dicke t verbleibt.

Bild 2 zeigt die unterschiedlichen Fälle der Deckenauflagerung in einem mehrgeschossigen Gebäude mit nur teilweise aufliegenden Deckenplatten.

Bild 2. Deckenauflager einer Außenwand eines mehrgeschossigen Gebäudes mit teilweise aufliegender Deckenplatte

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Leserforum / Wettbewerbe / Firmen und Verbände Literatur [1] DIN EN 1996-1-1:2013 02: Eurocode 6: Bemessung und Konstruktion von Mauerwerksbauten – Teil 1 1: Allgemeine Regeln für bewehrtes und unbewehrtes Mauerwerk; Deutsche Fassung EN 1996 1 1:2005+ A1:2012. NABau im DIN, Berlin 2013.

[2] 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.

[3] DIN EN 1996-3:2010-12: Eurocode 6: Bemessung und Konstruktion von Mauerwerksbauten – Teil 3: Vereinfachte Berechnungsmethoden für unbewehrte Mauerwerksbauten; Deutsche Fassung EN 1996-3: 2006 + AC:2009. NABau im DIN, Berlin 2012.

[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] Handbuch Eurocode 6 – Mauerwerksbau. Hrsg. DIN. Berlin: Beuth 2012.

[6] Alfes, C., Brameshuber, W., Graubner, C.A., Jäger, W., Seim, W.: Der Eurocode 6 für Deutschland. DIN EN 1996: Bemessung und Konstruktion von Mauerwerksbauten mit Nationalen Anhängen. Kommentierte Fassung. Berlin: Ernst & Sohn, Beuth, 2013.

[7] DIN 1053-1:1996-11: Mauerwerk. Berechnung und Ausführung. NABau im DIN, Berlin 1996.

[8] DIN 1053-100:2007-09: Mauerwerk – Teil 100: Berechnung auf der Grundlage des semiprobabilistischen Sicherheitskonzepts. NABau im DIN, Berlin 2007.

[9] Jäger, W., Reichel, S., Bakeer, T.: Einführung des Eurocode 6, Nachweis von Wänden mit teilweise aufliegender Deckenplatte nach DIN EN 1996-1-1: Algorithmen, Erläuterungen und Anwendungsbeispiele. In: Mauerwerk-Kalender 39 (2014). Hrsg. W. Jäger. Berlin: Ernst & Sohn, (im Druck).

[10] Jäger, W., Marzahn, G.: Mauerwerk. Bemessung nach DIN 1053-100. Berlin: Ernst & Sohn 2010.

[11] Gunkler, E., Budelmann, H. (Hrsg.): Mauerwerk kompakt. Für Studium und Praxis. Düsseldorf: Werner Verlag 2008.

[12] Vismann, U.: Wendehorst Beispiele aus der Baupraxis. 4. Aufl. Wiesbaden: Springer Vieweg 2012.

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

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Wettbewerbe Fritz-Höger-Preis 2014 für Backstein-Architektur Der erstmals in 2008 ausgelobte FritzHöger-Preis für Backstein-Architektur wird alle drei Jahre verliehen und zählt mit zuletzt mehr als 340 nationalen und internationalen Einreichungen mittlerweile zu den größten deutschen Architekturpreisen. Seit 2011 wird der Wettbewerb von dem Bund Deutscher Architekten BDA partnerschaftlich unterstützt.

Noch bis zum 30. April 2014 können Architekten und Planer ihre Unterlagen zur Teilnahme online unter www.backstein.com/architekturpreis oder auf dem Postweg einreichen.

Für die Fachjury des Fritz-HögerPreises 2014 für Backstein-Architektur konnten hochkarätige Persönlichkeiten gewonnen werden. Mit dem Spanier Enrique Sobejano ist auch zur dritten Auslobung des Wettbewerbs ein internationaler Architekt als Jury-Mitglied vertreten.

Für den diesjährigen Wettbewerb konnten folgende Persönlichkeiten in die Fachjury berufen werden: – Prof. Andreas Meck, Gesamtsieger Fritz-Höger-Preis 2011 für BacksteinArchitektur, meck architekten, München – Alexander Schwarz, Partner und Design Director David Chipperfield Architects, Berlin – Enrique Sobejano, Nieto Sobejano Arquitectos, Madrid (ES) – Heiner Farwick, Präsident Bund Deutscher Architekten BDA – Kaye Geipel, stellvertretender Chefredakteur des Architektur- Magazins Bauwelt Im Rahmen eines vollständig anonymisierten Verfahrens nominiert die unabhängige Jury in einem ersten Durchgang aus allen Einsendungen die besten Projekte. In einem zweiten Durchgang werden schließlich die Sieger des Wettbewerbs bestimmt.

Der Architekturpreis wird in folgenden Kategorien vergeben: – Einfamilienhaus/Doppelhaushälfte – Wohnungsbau/Geschosswohnungsbau – Büro- und Gewerbebauten – Öffentliche Bauten, Freizeit und Sport Zusätzliche Auszeichnungen werden außerdem in den Bereichen Passivhaus/ Energieeffizienz, und Sanierung/Nachhaltigkeit vergeben.

Erstmals wird bei dem von der Initiative Bauen mit Backstein ausgelobten Fritz-Höger-Preis 2014 eine zusätzliche

Auszeichnung in der Kategorie „Nachwuchs/Newcomer“ vergeben. Diese richtet sich an Studenten, Absolventen und Nachwuchsarchitekten, deren Hochschulabschluss nicht länger als vier Jahre zurückliegt.

Ob großer Wurf oder geniales Detail – gesucht werden zeitgemäße wie zeitlose Objekte, bei deren Planung/Realisierung das Potenzial des traditionellen Baustoffs Backstein genutzt wurde. Am Wettbewerb zugelassen sind darüber hinaus auch Projektideen. Entscheidend bei der Darstellung einer Projektidee ist die Rolle des Backsteins im Gesamtkontext des Projekts bzw. die Auseinandersetzung mit dem Material selbst.

Mit der Auslobung des NewcomerAwards soll der neuesten Generation von Architekten ein Forum geboten werden, ihre Projekte und Gedanken rund um das Thema Backstein-Architektur zu präsentieren. Gerade vor dem Hintergrund der Nachhaltigkeit des Baustoffs und den gestalterischen Möglichkeiten, die er bietet, werden kreative und innovative Arbeiten erhofft.

Einsendeschluss für alle Kategorien ist der 30. April 2014.

Die Verleihung des dritten Fritz-HögerPreises wird voraussichtlich im Herbst 2014 in Berlin stattfinden.

Weitere Informationen: Initiative Zweischalige Wand – Bauen mit Backstein, Tel.: 0228/9149318, zwm@ziegel.de www.backstein.com

Firmen und Verbände Plusenergiehaussiedlung überzeugt mit energieeffizientem Konzept Schon heute steht fest, dass in Deutschland ab 2020 nur noch klimaneutrale Gebäude gebaut werden dürfen. Damit zeigt die Politik einen deutlichen Trend Richtung Null- und Plusenergiebauten.

Um Erkenntnisse für die Weiterentwicklung innovativer Produkte und zukünftiger Hausbaukonzepte zu erlangen, beteiligen sich die Ziegelwerke LeipfingerBader bereits seit 2010 am Forschungsvorhaben Plusenergiesiedlung „Ludmilla Wohnpark“. In insgesamt vier Bauabschnitten zeigt das Projekt, wie und in welchen Bereichen mehr Energie eingespart als verbraucht wird. Das Konzept wurde von der Hochschule für angewandte Wissenschaften in München mitentwickelt und im Rahmen des Forschungsvorhabens „+Eins-Plusenergiesiedlung“ vom Bundesministerium für

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Firmen und Verbände

Wissenschaftliche Erkenntnis beim Ludmilla Wohnpark: Die ideale Mischung aus energieeffizienten Mauerziegeln, integraler Planung, Betriebsoptimierung und Nutzersensibilisierung führt dazu, dass mehr Energie erzeugt als verbraucht wird (Grafik: Ludmilla Wohnbau)

Wirtschaft und Technologie (BMWi) finanziell gefördert.

Mit Plusenergie wurde ein entscheidender Schwerpunkt auf die Energieeinsparung gelegt. Hierbei spielen hochwärmedämmende Mauerziegel eine wichtige Rolle. Je nach Gebäudetyp kamen deshalb bei der Plusenergiesiedlung die Mauerziegel „Unipor WS09 Coriso“ und „Unipor WS07 Coriso“ der Ziegelwerke Leipfinger-Bader zum Einsatz, die den jeweiligen statischen und energetischen Anforderungen gerecht wurden. Dank der natürlich mineralischen Coriso-Füllung erreichen alle Häusertypen mindestens den KfW- Effizienzhausstandard 55 – und das ohne zusätzliche Dämmung der Außenwände. Auch beim Schallschutz überzeugt der Unipor WS09 Coriso: Gerade für den Geschosswohnungsbau bietet er mit bis zu 51,9 dB einen hervorragenden Schutz vor Lärm.

Der Ludmilla Wohnpark ist sowohl architektonisch, bauökologisch als auch bautechnisch und energetisch vorbildlich konzipiert. Deshalb legte der Bauherr auch auf die Qualität von Fenster und Türen viel Wert. Die dreifach verglasten Fenster bieten mehr Wohnkomfort und Behaglichkeit in den eigenen vier Wänden.

Bei allen Wohneinheiten hatte zudem die Nutzung erneuerbarer Energien oberste Priorität. So werden Einzel-, Doppel- und Reihenhäuser mit einer Wärmepumpe beheizt, die über die Photovoltaikanlage mit Strom versorgt wird. Die Wärmepumpe ist zudem mit einer kontrollierten Wohnraumlüftung ausgestattet. Je nach Zeitschaltprogramm werden die Räume regelmäßig – zum Beispiel alle 15 Minuten – gelüftet. Außerdem misst ein Fühler den CO2-Gehalt im Haus, so dass bei einem erhöhten Wert die Lüftung automatisch anspringt. Auch

bei den Mehrfamilienhäusern wird auf eine energetische Optimierung viel Wert gelegt: Blockheizkraftwerk und Gastherme sorgen dabei für Heizwärme und Warmwasser. Die Art der Warmwasserbereitung ist sowohl wirtschaftlich als auch hygienisch von großer Bedeutung: Dank Frischwasserstationen in den einzelnen Wohnungen wird das Trinkwasser erst dann erwärmt, wenn es tatsächlich gebraucht wird. So geht keine Energie verloren und Legionellenbildung kann effektiv vermieden werden. Der nicht verbrauchte Strom aus dem Blockheizkraftwerk wird in das öffentliche Stromnetz eingespeist. Überschüssige Energie wird auch für die Elektromobilität verwendet. In Bauabschnitt vier werden deshalb eine Gemeinschaftstankstelle und ein Elektroauto vom Bauträger Ludmilla Wohnbau zur Verfügung gestellt.

Um einen Plusenergiehausstandard zu gewährleisten, musste auch ein möglichst minimaler Heizenergieverbrauch erreicht werden. In Bauabschnitt drei kam deshalb die Unitherm-Flächenheizung von der Unipor-Ziegel-Gruppe zum Einsatz. Gegenüber einer Fußbodenheizung konnten somit bis zu 40 % an Energie eingespart werden.

Um den Energieverbrauch weiter zu reduzieren, ist aber nicht nur der geeignete Wandbaustoff wichtig. Nach neuen wissenschaftlichen Erkenntnissen der Hochschule für angewandte Wissenschaften in München ist das Zusammenspiel dreier Komponenten entscheidend: integrale Planung, Betriebsoptimierung und Nutzersensibilisierung. Alle Baubeteiligten müssen bei der Planung und anschließenden praktischen Umsetzung das Ziel „Plusenergie“ konsequent verfolgen. Hierbei sind Teamarbeit und detaillierte Absprachen der Mitwirkenden von großer Bedeutung. Mit Rat und Tat

stand deshalb ein Expertenteam der baubeteiligten Unternehmen dem Bauherren sowie Architekten zur Seite.

Eine Studie zur Energieeffizienz in Gebäuden von Prof. Dr. Clemens Felsmann (TU Dresden) aus dem Jahr 2013 zeigt: Je weniger das Gebäude gedämmt ist, desto bewusster gehen die Bewohner mit Energie um. Demnach ist die Energieverschwendung in wärmegedämmten Gebäuden größer als in ungedämmten.

Damit auch die Plusenergiehaussiedlung Ludmilla Wohnpark zum EnergiesparErfolg führt, wurden die Einstellungen der Bewohner zum Thema Energiesparen abgefragt. Daraufhin entwickelte die Hochschule für angewandte Wissenschaften in München Leitfäden für Bewohner und Planer, um bereits in der Planungsphase auf wichtige Punkte hinzuweisen. Bei der Plusenergiehaussiedlung wurde eine datengeschützte Verbrauchsvisualisierung eingeführt, anhand derer die Bewohner ihren aktuellen Energieverbrauch für Strom, Heizung und Warmwasser ablesen können. Dies soll das eigene Bewusstsein für Energie positiv beeinflussen.

Mit dem Bau- und Forschungsprojekt zur Plusenergiehaussiedlung Ludmilla Wohnpark konnten auch für zukünftige Bauvorhaben wichtige Erkenntnisse gewonnen werden. So ist ein hochwärmedämmender Wandbaustoff genauso bedeutend wie ein idealer Mix aus integraler Planung, Betriebsoptimierung und Nutzersensibilisierung.

Klimaschutzziele bezahlbar halten – Porenbetonindustrie gerüstet Formal ist der Weg frei für die neue Energieeinsparverordnung, die nach Bundesrats- und Bundesregierungsbeschluss im Frühsommer 2014 in Kraft treten soll. Der Bundesverband Porenbeton sieht in der Novellierung einen weiteren Schritt zur Umsetzung der grundlegenden Klimaschutzziele der Politik. Kern der EnEV-Novelle ist eine Anhebung der energetischen Standards von Neubauten und die damit einhergehende Senkung des Primärenergiebedarfs um 25 % ab 2016. „Diese Ziele werden langfristig gesellschaftlich aber nur akzeptiert, wenn der Einzelne sie bezahlen kann – egal ob bei Neubau oder auch der Sanierung von Gebäuden“ so Dipl.-Ing. Georg Flassenberg, Geschäftsführer des Bundesverbandes Porenbeton, Berlin. Im Neubaubereich werde diese Novelle allerdings insgesamt das Bauen verteuern.

Positiv sei festzustellen, dass Verschärfungen hinsichtlich des erlaubten Energiebedarfs von Neubauten nicht – wie ursprünglich angedacht – bereits in

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Firmen und Verbände / Termine der ersten Stufe in erheblichem Umfang über die Dämmung der Außenbauteile erzielt werden sollen, sondern merklich nur in einem Schritt zum 1. Januar 2016. „Damit“, so wertet Flassenberg, „steht der Bau- und Gebäudewirtschaft ein größerer Zeitraum zur Verfügung, in dem sie sich auf die komplexe und aufwändige Umsetzung der neuen Bestimmungen der Energieeinsparverordnung vorbereiten kann.“ Porenbeton erweist sich dabei erneut als ein Baumaterial, das den anspruchsvollen Klimaschutzzielen gewachsen ist.

Als Massivbaustoff bietet er eine Wärmeleitfähigkeit ab 0,08 W/(mK) in der Rohdichteklasse 0,35. Bereits die 36,5 cm dicke einschalige, lediglich verputzte Außenwand besitzt einen U-Wert von 0,21 W/(m²K). Dieser liegt 25 % unter dem im Referenzgebäude der neuen EnEV vorgesehenen U-Wert für die Außenwand von 0,28 W/(m²K). Das bedeutet: Im Außenwandbereich können Anforderungen der neuen Energieeinsparverordnung mit monolithischen Wänden ohne zusätzliche Dämmmaßnahmen erfüllt werden – sowohl beim Einfamilien-, Mehrfamilien- als auch beim Reihenhausbau. Das gilt unter der Voraussetzung, dass auch die Anlagentechnik den Anforderungen der neuen EnEV genügt. Mehr noch: Der homogene Wandaufbau erlaubt nahezu wärmebrückenfreie Konstruktionen. Eine verputzte einschalige Wand aus Porenbeton gilt ohne Zusatzmaßnahmen als luftdicht im Sinne der Energieeinsparverordnung.

Mit zukunftsfähigen Porenbetonprodukten zeigt sich die Porenbetonindustrie bestens gerüstet für die neue EnEV. „Bauen mit Porenbeton heißt“, so fasst Flassenberg zusammen, „schon heute alle Anforderungen an den künftigen energiesparenden Wärmeschutz zu erfüllen.“ Weitere Informationen: www.bv-porenbeton.de

Termine Multipor-Frühlingsforum 2014 Energetisch und ökologisch.

Modernisieren mit System Orte und Termine: Dessau, 5.März 2014 Düsseldorf, 11. März 2014 Stuttgart, 25.März 2014 Hamburg, 31. März 2014 Themen: – Modern bauen, Energiesparen und gesundes Wohnen

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– Wärmedämmverbundsysteme sind Null-Fehler-Systeme – Aufträge gewinnen und rechtssicher abwickeln – Mineralische Innendämmung – seit 15 Jahren bewährt und bewiesen – Energieeinsparverordnung EnEV 2014 – Konsequenzen für die Modernisierung Auskünfte und Anmeldung: Fax: 0800/5356578 info@xella.com www.multipor.de/veranstaltungen

7. Mauerwerk-Kalender-Tag Bemessen Bewehren Befestigen Ort und Termin: Dresden, 25. März 2014 Themen: – Glasfaserbewehrung mit Bauaufsichtlicher Zulassung – Grundlagen und Anwendung – Bewehrtes und vorgespanntes Mauerwerk – Anwendungspotenziale für die Praxis – Dübel – Befestigungen in Mauerwerk – Einsatz von Vakuumisolationspaneelen (VIP) im Mauerwerksbau – Anwendung von Glasfaserbewehrung bei der Ertüchtigung von Lehmmauerwerk – Bemessung von Mauerwerk nach EC6 Anmeldung: Technische Universität Dresden Fakultät Architektur, Lehrstuhl Tragwerksplanung 01062 Dresden Fax: 0351/46337713 lehrstuhl.tragwerksplanung @mailbox.tu-dresden.de Auskünfte: Frau Dipl.-Ing. (FH) Anke Eis Tel.: 0351/83296-0 Fax: 0351/8329640 a.eis@jaeger-ingenieure.de

21. Brandenburgischer Bauingenieurtag BBIT2014 Ort und Termin: Cottbus, 4. April 2014 Themen: – Möglichkeiten und Grenzen des Bestandsschutzes beim Bauen im Bestand – SIA Normen für bestehende Tragwerke – Bewertung der Stand- und Ermüdungssicherheit einer hoch beanspruchten Kranbahnkonstruktion für eine definierte Restnutzungszeit

– Bauen im Bestand von Mauerwerksbauten – Bemessen von Bestandsbauwerken aus Stahlbeton mit charakteristischen Werkstofffestigkeiten – EC5 und Bauen im Bestand – Paradigmenwechsel beim Umgang mit Holzschäden – Praxisberichte vom Einsteinhaus Caputh, dem Schloss Rheinsberg und dem Neuen Palais Auskünfte und Anmeldung: BTU Cottbus – Senftenberg Lehrstuhl Statik und Dynamik Frau Sylke Schubert Tel.: 0355/6924 63 Fax: 0355/692473 lsud@statik.tu-cottbus.de www.statik.tu-cottbus.de

8th International Conference AMCM 2014 – Analytical Models and New Concepts in Concrete and Masonry Structures Wrocław (Poland), June 16–18, 2014 Main topics – Advances in reinforced and prestressed concrete structures – Analytical and numerical models for concrete structures – Analytical and numerical models for masonry structures – Application of FRP materials – theory, practice and new codes – Behaviour and application of HPC structures – Durability assessment and environmental effects on concrete and masonry structures – Effects of cyclic and long-term loading on concrete and masonry structures – Masonry in complex stress state – Models and numerical simulations for concrete at macro/meso/microscales – Models for analysis of concrete and masonry structures according to new codes – Performance based design of concrete and masonry structures – Structural concrete in complex stress state Informations: AMCM 2014 Secretariat Wroclaw University of Technology Institute of Civil Engineering Wybrzeze Wyspianskiego 27 50-370 Wrocław, Poland Tel/Fax: +48 71 320 45 62 amcm2014@pwr.wroc.pl www.amcm2014.pwr.wroc.pl

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Impressum Die Zeitschrift „Mauerwerk“ führt wissenschaftliche Forschung, technologische Innovation und architektonische Praxis in allen Facetten zur Imageverbesserung und Akzeptanzsteigerung des Mauerwerksbaus zusammen. Veröffentlicht werden Aufsätze und Berichte zu Mauerwerk in Forschung und Entwicklung, europäischer Normung und technischen Regelwerken, bauaufsichtlichen Zulassungen und Neuentwicklungen, 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 Verfasser einzuholen. Der Verfasser verpflichtet sich, seinen Aufsatz nicht ohne ausdrückliche Genehmigung des Verlages Ernst & Sohn nachdrucken 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 schriftliche Genehmigung des Verlages in irgendeiner Form – durch Fotokopie, Mikrofilm oder andere Verfahren – reproduziert oder in eine von Maschinen, insbesondere von Datenverarbeitungsanlagen, verwendbare Sprache übertragen werden. Auch die Rechte der Wiedergabe durch Vortrag, Funk oder Fernsehsendung, im Magnettonverfahren oder auf ähnlichem Wege bleiben vorbehalten. Warenbezeichnungen, Handelsnamen oder Gebrauchsnamen, die in der Zeitschrift veröffentlicht werden, sind nicht frei im Sinne der Markenschutz- und Warenzeichen-Gesetze zu betrachten, auch wenn sie nicht eigens als geschützte Bezeichnungen gekennzeichnet sind.

Manuskripte sind an die Redaktion zu senden. 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 hergestellt 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 Verfügung.

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Vorschau

Themen Heft 2/2014

Thomas Kranzler Zur Planung, Ausführung und Leistungsfähigkeit des AußenwandDecken-Knotens von monolithischem Ziegelmauerwerk Mit zunehmenden Wärmeschutzanforderungen gehen stets auch erhöhte Anforderungen an die Außenwände von Gebäuden einher. Bei monolithischen Außenwänden erfährt die sorgfältige Planung und Ausführung des Details „Außenwand-DeckenKnoten“ daher eine immer größer werdende Bedeutung. Neben den Aspekten des Wärme- und Feuchteschutzes muss dieses Detail gleichzeitig auch den Anfor-

derungen resultierend aus Statik, Brandund Schallschutz genügen.

Da die separate Berücksichtigung der einzelnen Teilaspekte mitunter jedoch zu diametral entgegen stehenden Ausführungsvarianten führen würde, ist eine Ausführungsvariante zu finden, die alle an sie gestellten Anforderungen gleichermaßen erfüllt.

Ekkehard Fehling, Christoph Butenweg, Udo Meyer INSYSME – Entwicklung innovativer Systeme für die erdbebensichere Auslegung von Ausfachungswänden aus Ziegelmauerwerk In dem europäischen Forschungsvorhaben INSYSME mit insgesamt 16 Partnern aus 7 Ländern werden neue Bemessungsansätze und innovative Systeme für erdbebenbelastete Ausfachungswände aus Mauerwerk entwickelt und prototypisch umgesetzt. Grundlage der Entwicklungen bilden pseudo-statische Versuche sowie Rütteltischversuche, in denen insbesondere auch die kombinierte Beanspruchung in und senkrecht zur Wandebene betrachtet wird. Von deutscher Seite aus werden unter der Leitung der Arbeitsgemeinschaft Mauerziegel von der Universität Kassel theoretische und experimentelle Untersuchungen durchgeführt. Die Ergebnisse dieser Untersuchungen werden dann von der SDA-engineering GmbH aus Herzogenrath für die praktische Anwendung aufbereitet.

Der Beitrag liefert Informationen zum Projektstand und gibt einen Überblick

Abonnement

über die geplanten Untersuchungen im Rahmen der Projektlaufzeit.

Andreas Schneemayer, Christian Schranz, Andreas Kolbitsch, Elmar Karl Tschegg Ein- und zweiaxiales Bruchverhalten von Mauermörtel in Ziegelmauerwerk Tragendes Mauerwerk wird nicht nur vertikalen, sondern auch horizontalen Kräften ausgesetzt, z. B. aus Wind- und Erdbebenlasten. Der Mörtel muss die (vertikalen und horizontalen) Lasten zwischen den Steinen übertragen. Das Verhalten des Mörtels bis zu den ersten Rissen, aber vor allem auch nach Erreichen der Zugfestigkeit entscheidet über die Tragfähigkeit des gesamten Mauerwerksverbandes.

Dazu ist die Kenntnis der bruchmechanischen Eigenschaften des Mörtels notwendig.

In dieser Arbeit werden diese Eigenschaften von unterschiedlichen Mörteln mit Hilfe der Keilspaltmethode nach Tschegg untersucht. Es kommen die bei Altbauten oft vorhandenen Kalkmörtel sowie die heutzutage üblichen Kalkzement- und Zementmörtel zum Einsatz. Die KraftRissöffnungs-Kurven, die Kerbzugfestigkeit sowie die Bruchenergien stellen die ermittelten Werte dar. Diese Ergebnisse sollen besonders im Hinblick auf die Ermittlung der Druck- und Schubfestigkeit von Bestandsmauerwerk von Nutzen sein. (Änderungen vorbehalten)

Fax +49 (0)30-47 03 12 40 0161410016_pf

Andreas Jäger, Luís Mendes, Hervé Degée, Christophe Mordant, Suikai Lu Rütteltisch-Versuche an Gebäuden aus unbewehrtem wärmedämmendem Ziegelmauerwerk Im Rahmen des europäischen Forschungsprojekts SERIES (Seismic Engineering Research Infrastructures for European Synergies) wurde das Verhalten von Gebäuden aus wärmedämmendem Ziegelmauerwerk unter seismischer Belastung untersucht. Dazu wurden Rütteltisch-Versuche an Gebäuden im Maßstab 1:1 durchgeführt.

In diesem Beitrag werden der Versuchsaufbau beschrieben und die wichtigsten Ergebnisse wie das dynamische Verhalten, die Versagensmechanismen, die Stockwerksverschiebungen und die Verhaltensbeiwerte dargestellt.

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Fachliteratur zum Thema Mauerwerk und Holzbau

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25.11.13 15:09 12:54 07.02.14

Meilensteine des Bauwesens Aus Anlass des 90. Jahrgangs der Bautechnik erscheint ein besonderes Sonderheft der „Bautechnik“. Einige der bedeutendsten Meilensteine der vergangenen 90 Jahre auf dem Gebiet der Bautechnik (neue Verfahren, Materialien, Tragwerkskonzepte) werden in besonderer Weise vorgestellt. Renommierte Autoren kommentieren und bewerten den jeweiligen Meilenstein aus heutiger Sicht und schlagen die Brücke zu den Entwicklungen in der Bautechnik in Gegenwart und Zukunft.

Folgende Themengebiete werden dargestellt: Schweißtechnik im Stahlbau Erddrucktheorie Entwicklung von Schrägseilbrücken Das Taktschiebeverfahren Membran-/Seiltragwerke und das Versuchswesen Kraftfluss in Stahlbetonbauteilen Numerische Methoden Faserverstärkte Kunststoffe im Bauwesen

Hrsg.: Ernst & Sohn 90 Jahre Bautechnikgeschichte Bautechnik Sonderheft 2013. 124 S. Bestell-Nr. 50910213 € 25,–* Sonderpreis für Abonnenten der Bautechnik € 14,90* journal erhältlich.

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