Mauerwerk 01/2015 free sample copy

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Volume 19 February 2015 ISSN 1432-3427 A 43283

Mauerwerk

European Journal of Masonry

Zeitschrift für Technik und Architektur

– Masonry panel system with two-component polyurethane adhesive Mauertafeln mit Zweikomponenten-Polyurethanklebstoff – The bending strength of masonry Biegezugfestigkeit von Mauerwerk – Load-carrying capacity of masonry with textile reinforced rendering Tragfähigkeit von Mauerwerk mit textilbewehrtem Putz – A proposal for the restructuring of the Eurocode EN 1996-1-1 Ein Vorschlag zur Neustrukturierung des Eurocode EN 1996-1-1 – Influencing factors on the energy demand of walling systems Einflussfaktoren auf den Energiebedarf von Wandsystemen – Classification of SIM infill panels Klassifikation von SIM-Ausfachungswänden

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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.

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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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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

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Inhalt

With the Burdenko residential and business building, Russian architect Sergey Skuratov has created a communicative clinker brick sculpture in the historic centre of Moscow.

The textured façade design using clinker bricks specifically developed for the project determines the overall appearance, especially with reference to the sculptural effect created by the protrusion of various clinker bricks in the façade (cf. pages A5 and A6).

Der russische Architekt Sergey Skuratov inszeniert mit dem Wohn- und Geschäftshaus Burdenko eine kommunikative Skulptur aus Klinker im historischen Zentrum von Moskau.

Die Fassadengestaltung mit eigens für das Projekt entwickelten Klinkern prägt das Erscheinungsbild, besonders die Relieffierung mit einzelnen hervorstehenden Klinkern (s. S. A5 und A6).

Foto: Hagemeister

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Editorial 1

Wolfgang Brameshuber The Masonry journal is becoming international Die Zeitschrift Mauerwerk wird international Articles – Fachthemen

19. Jahrgang Februar 2015, Heft 1 ISSN 1432-3427 (print) ISSN 1437-1022 (online)

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Wolfgang Brameshuber, Markus Graubohm Prefabricated masonry panel system with two-component polyurethane adhesive Vorgefertigte Mauertafeln mit Zweikomponenten-Polyurethanklebstoff

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Ulf Schmidt, Wolfram Jäger, Wolfgang Brameshuber, Tammam Bakeer The bending strength of masonry Biegezugfestigkeit von Mauerwerk

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Catherine (Corina) Papanicolaou, Thanasis Triantafillou, Pere Roca Fabregat Increase of load-carrying capacity of masonry with textile reinforced rendering Erhöhung der Tragfähigkeit von Mauerwerk mit textilbewehrtem Putz

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Wolfgang Brameshuber A proposal for the restructuring of the Eurocode EN 1996-1-1 Ein Vorschlag zur Neustrukturierung des Eurocode EN 1996-1-1

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Dariusz Alterman, Adrian Page, Behdad Moghtaderi, Congcong Zhang Contribution of thermal resistance and thermal mass to the energy demand of walling systems Beitrag des Wärmedurchlasswiderstandes und der thermischen Masse zum Energiebedarf von Wandsystemen

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Yuri Z. Totoev Classification of SIM infill panels Klassifikation von SIM-Ausfachungswänden

Bitte beachten: Die gedruckten Jahresinhaltsverzeichnisse 2014 erhalten unsere Abonnenten mit dieser Ausgabe.

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

Reports – Berichte 80

Sustainable Buildings for Future Project: “Innovative insulation technology for reducing the heat losses in masonry construction, with the aim of ensuring 0-energy standards” Zukunft durch nachhaltiges Bauen Projekt: „Innovative Dämmtechnik zur Reduzierung der Transmissionswärmeverluste im Mauerwerksbau, mit dem Ziel der Gewährleistung des 0-Energie-Standards“

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Ulrich Finsterwalder Structural Engineering Award 2015 Impressions from the judging panel’s meeting on 21.11.2014 Ulrich Finsterwalder Ingenieurbaupreis 2015 Impressionen von der Jurysitzung am 21.11.2014 Regular Features – Rubriken

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Companies and associations – Firmen und Verbände (s. a. 88) Events – Veranstaltungen

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Multipor boasts natureplus credentials

Multipor setzt Zeichen mit natureplus

The Multipor mineral insulation board continues to carry the “natureplus” quality mark for particularly environmentally compatible healthy building products. Another production facility, in KölnPorz, has now also obtained certification. The insulation board produced at the Stulln factory has passed the obligatory repeat examination for the second time. Production of the board in the KölnPorz facility has now also been audited and successfully certified.

This solid insulation board keeps its shape and the only materials required in its production are sand, lime, cement and water.

It thus complies with the very strict requirements of the independent natureplus quality mark in all areas, including ecological and sustainable production, as well as in terms of recycling suitability. Offcuts that are not mixed with other materials can be returned to the production cycle; demolition material can either be recycled or disposed of in landfill sites without any problem. In the interest of health protection, natureplus demands particularly low emissions of noxious substances. Multipor complies with this requirement without any difficulty.

Multipor can be used universally in almost all situations in a building – both as internal insulation and as a compound system for the external insulation of walls, for the insulation of flat and sloping roofs and the insulation of basement ceilings. Its structure allows diffusion, thereby preventing moisture-induced mould or construction defects; in applications as external insulation it is “woodpecker-proof”. The insulation material is fully mineral-based and non-combustible (construction material class A) and does not produce any smoke or poisonous vapours in the case of fire. It also limits the spread of flame.

Die mineralische Dämmplatte Multipor trägt weiterhin das natureplus-Qualitätszeichen für besonders umweltfreundliche und gesunde Bauprodukte. Neu zertifiziert wurde ein weiteres Herstellungswerk in Köln-Porz. Bereits zum zweiten Mal haben die Dämmplatten aus dem Werk Stulln die obligatorische Wiederholungsprüfung bestanden. Neu geprüft und erfolgreich zertifiziert wurde die Herstellung im Werk in Köln-Porz.

Die massive Dämmplatte ist formstabil und wird lediglich aus Sand, Kalk, Zement und Wasser hergestellt. Die strengen Anforderungen des unabhängigen natureplus-Qualitätszeichens erfüllt sie in allen Bereichen. Sowohl was die Vorgaben für eine ökologische und nachhaltige Produktion betrifft, als auch für das Recycling. Sortenreine Reste können dem Produktionskreislauf wieder zugeführt werden, Abbruchmaterialien werden problemlos deponiert oder wiederverwertet. Zum Schutz der Gesundheit fordert natureplus besonders niedrige Emissionen an Schadstoffen. Auch diese Disziplin meistert Multipor ohne Probleme.

Multipor ist universell einsetzbar an nahezu allen Bauteilen eines Gebäudes: Sowohl als Innendämmung als auch Verbundsystem zur Außendämmung der Wände, bei der Dämmung von Flach- und Schrägdächern sowie zur Dämmung von Kellerdecken. Seine diffusionsoffene Struktur verhindert feuchtebedingte Schimmel- und Bauschäden und ist als Außenwanddämmung „spechtsicher“. Der vollmineralische Dämmstoff ist nicht brennbar (Baustoffklasse A) und entwickelt im Brandfall keinen Rauch oder giftige Dämpfe. Zudem hemmt er die Weiterleitung der Flammen.

For further information, please visit www.natureplus.org, www.multipor.de

Weitere Informationen unter www.natureplus.org, www.multipor.de

Hrsg.: Wolfram Jäger Mauerwerk-Kalender 2015 Schwerpunkte: Bemessung, Bauen im Bestand 2015. ca. 700 Seiten ca. € 144,– Fortsetzungspreis ca. € 124,– ISBN: 978-3-433-03106-3 Erscheinungstermin: Frühjahr 2015 Auch als erhältlich

Mauerwerk-Kalender 2015 Die bauaufsichtliche Einführung des Eurocode 6 ist für 2015 geplant. Der diesjährige Mauerwerk-Kalender befasst sich deshalb ergänzend zu den Ausgaben von 2012 und 2014 mit vertiefenden Fragestellungen der Bemessung.

Einen weiteren Schwerpunkt bildet entsprechend seiner zunehmenden Bedeutung das Bauen im Bestand. Anspruchsvolle Instandsetzungsprojekte werden vorgestellt und das Tragverhalten historischer Bausubstanz wird erörtert.

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Confident dialogue – clinker bricks dominate the Burdenko residential and business complex With the Burdenko residential and business building, the Russian architect Sergey Skuratov has created a communicative clinker brick sculpture in the historic centre of Moscow (Figure 1). The guiding idea was the design of a harmonious, expressive urban space composition that suits the location and offers comfortable, upmarket housing. Covering a total area of 12,740 m2, the complex consists of three succinct parts. Using clever staggering of the building volume, Skuratov has succeeded in accommodating 33 apartments with floor areas of between 100 and 250 m2, without restricting the view of, and daylight to, the opposite buildings. Owing to the textured façade that consists of the multicoloured and faceted Hagemeister clinker brick of the specially produced “Burdenko” assortment, the prestigious new building enjoys respect and appreciation in the neighbourhood.

Fig. 2. Colourful façade using clinker bricks in different colour finishes Bild 2. Vielfarbige Fassade durch changierende Klinker

Fig. 1. Burdenko residential and business building in Moscow Bild 1. Wohn- und Geschäftshaus Burdenko in Moskau

Fig. 3. The relief image of the façade is created by the protrusion of selected bricks Bild 3. Lebendigkeit durch Relieffierung einzelner hervorstehender Klinker

The demolition of a historic four-storey brick building prompted Skuratov to design a building with a predominant brick clinker feature that links the place with its history. From a certain angle, the residential and business building links up with the residential Belgravia complex dating from 2000, which was also built to plans by Skuratov. However, the focus of the new residential and business building at Burdenko Street is on itself and its immediate neighbourhood. The complex consists of three elements: a five-storey apartment building, which borders the given building line and is in perfect keeping with the surroundings. A twelve-storey tower block, which provides a landmark in the skyline of the city centre. An independent two-storey town residence in a terraced garden completes the ensemble. Together, these three distinct building volumes enter into a confident dialogue with their historic environment.

On the outside, the textured façade design using Hagemeister clinker bricks of the “Burdenko” assortment specifically developed for the project determines the overall appearance (Figure 2).

“In European architecture, this detailing is a common feature” reasons Skuratov with reference to the sculptural effect created by the protrusion of various clinker bricks in the facade (Figure 3).

“It makes it possible to enliven the façade and gives it additional complexity and density, which is necessary in order to be able to compete with historic architectural pattern systems.” Overall, there is an area of 4,000 m2 of clinker face bricks, which were produced in a special firing for the project using the non-standard format of 210 × 100 × 48 mm. In total, 280,000 clinker bricks and 20,000 special-shaped clinker bricks were used. The ani-

mated appearance of even larger parts of the elevation has been created by harmonious changes in the colouring of the bricks, which includes earthy shades in the range from red-brown to sand-coloured – similar to the play of light and shadow in the surrounding deciduous trees. “Clinker bricks in combination with the sculptural façade design and the space composition have created a unique and unforgettable facade, which enhances and enlivens the street elevation overall”, says the architect.

Brick-faced beams at oriels and projecting elements, vertical joints with a strong structuring effect and large asymmetrical win-

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Fig. 4. Large asymmetrical window reveals give additional depth to the façade (Photos: Hagemeister) Bild 4. Zusätzliche Fassadentiefe durch großflächige, asymmetrische Fensterlaibungen (Fotos: Hagemeister)

dow reveals give the building a sculptural character (Figure 4).

Decorative rhythms and sub-divisions are part of the design scheme, which shines forth through the façade material. The window reveals that taper towards the inside give the building the necessary depth and visual variation, depending on the changing light conditions. In this way, the Burdenko residential and business complex succeeds in establishing its own presence as an interesting and varied brick structure in a historic neighbourhood.

Selbstbewusster Dialog – Klinker prägen Wohn- und Geschäftskomplex Burdenko Der russische Architekt Sergey Skuratov inszeniert mit dem Wohn- und Geschäftshaus Burdenko eine kommunikative Skulptur aus Klinker im historischen Zentrum von Moskau (Bild 1).

Leitende Idee war die Gestaltung einer harmonischen, zum Ort passenden und ausdrucksstarken baustädtischen Raumkomposition, die gleichzeitig komfortables und gehobenes Wohnen bietet.

Auf einer Gesamtfläche von 12 740 m2 gliedert sich der Komplex in drei Baukörper. Mit einer geschickten Staffelung der Volumen gelingt es Skuratov, 33 Wohnungen mit 100 bis 250 m2 Grundfläche zu realisieren, ohne Aussicht und Belichtung der gegenüberliegenden Bauten einzuschränken. Durch die texturierte Fassade aus vielfarbig changierendem Hagemeister Klinker der speziell angefertigten Sortierung „Burdenko“ verschafft sich der repräsentative Neubau in seiner Umgebung Respekt und Ansehen.

Der Abbruch eines historischen vierstöckigen Ziegelhauses veranlasste Skuratov zu den Plänen einer prägenden Klinkerarchitektur, die an die Geschichte des Ortes anknüpft. Aus dem Augenwinkel nimmt das Wohn- und Geschäftshaus Kontakt mit dem Wohnkomplex Belgravia auf, der im Jahr 2000 ebenfalls nach den Plänen Skuratovs gebaut wurde. Seinen Fokus richtet das neue Wohn- und Geschäftshaus an der Burdenko Street aber auf sich selbst und seine unmittelbare Nachbarschaft. Der Komplex besteht aus drei Elementen: Ein fünfgeschossiges Wohnhaus, das die vorgegebene Baulinie einhält, passt sich perfekt der Umgebung an. Ein zwölfgeschossiges Hochhaus stellt mit seiner Silhouette einen Orientierungspunkt im Stadtzentrum her. Eine zweigeschossige, eigenständige Stadtvilla in einem terrassenförmig angelegten Garten ergänzt das Ensemble. Gemeinsam treten diese drei Baukörper in einen selbstbewussten Dialog mit ihrer historischen Umgebung.

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Nach außen prägt eine texturierte Fassadengestaltung mit Hagemeister Klinker der eigens für das Projekt entwickelten Objektsortierung „Burdenko“ das Erscheinungsbild (Bild 2). „Diese Technik ist bekannt in der europäischen Architektur“, begründet Skuratov die Relieffierung mit einzelnen hervorstehenden Klinkern (Bild 3). „Sie ermöglicht, die Fassade zu beleben, verleiht ihr zusätzliche Komplexität und Dichte, die notwendig ist, um gegen die historischen Ordnungssysteme in der Architektur in Wettbewerb zu treten.“ Die verklinkerte Fläche beträgt insgesamt 4 000 m2 und besteht aus einem speziellen Objektbrand im Sonderformat 210 × 100 × 48 mm. Insgesamt wurden 280 000 Klinker und 20 000 Formklinker verarbeitet. Zur Lebendigkeit auch großflächiger Partien trägt zudem die harmonisch changierende Farbigkeit der Klinker in abwechslungsreichen rotbraunen bis sandfarbenen Erdtönen bei – ähnlich dem Licht- und Schattenspiel der umgebenden Laubbäume. „Klinker in Verbindung mit der plastischen Fassadengestaltung und der Raumkomposition hat ein einzigartiges und unvergessliches Fassadenbild erzeugt, das die Straße insgesamt belebt und verschönert“, so der Architekt.

Gemauerte Unterzüge von Erkern und Konsolen, stark gliedernde vertikale Fugen und großflächige, asymmetrische Fensterlaibungen verleihen dem Gebäude einen skulpturalen Charakter (Bild 4).

Dekorative Rhythmen und Unterteilungen sind der Bauplan, der durch den Stoff der Fassade durchscheint. Die sich nach innen verjüngenden Fensterlaibungen geben dem Gebäude zusätzlich die notwendige Tiefe und Vielfalt von Bildern, abhängig von den wechselnden Lichtverhältnissen. So gelingt es dem Wohnund Geschäftskomplex Burdenko, sich als abwechslungsreich gemauerte Skulptur in seiner historisch geprägten Nachbarschaft zu etablieren. www.hagemeister.de

Unipor offers new products for energy aware building With its latest range of products, the Unipor Group considers itself to be well prepared for 2015: Both in the detached building as well as in the multi-storey housing sector, Unipor offers an optimum wall building material solution for virtually every construction project. Since the need for housing continues to be high especially in conurbations, the demands on the building structure and on wall building materials are changing. Statutory and economic demands on new builds also require ever higher quality and sustainable building materials.

The Unipor Group has also reacted to these developments with the new “Unipor WS08 Coriso” brick (Figure 1). It is suitable for building detached, semi-detached and townhouses as well as for multi-storey housing and is thus considered to be a “solid allrounder”. From a wall thickness of 30 cm, the solid brick pro-

Fig. 1. Fulfils the demands for energetic construction projects: The Unipor WS08 Coriso brick.

Bild 1. Erfüllt die Ansprüche an energetische Bauvorhaben: der Mauerziegel „Unipor WS08 Coriso“

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vides a high sound-absorbing value Rw,Bau,ref of at least 48.2 dB. It exceeds the current demands of the Energy Saving Directive (EnEV) and thus creates the preconditions for the construction of KfW funded efficiency houses.

With a thermal conductance of just 0.08 W/(mK), the Unipor WS08 Coriso already has outstanding thermal insulation from a wall thickness of 30 cm.

In addition, in time for BAU Fig. 2. Wood fibre filled brick Unipor 2015 in Munich, the Unipor Silvacor (Photos: UNIPOR, Munich) Group had developed a comBild 2. Holzfasergefüllten Mauerziegel „Unipor Silvacor“ (Fotos: UNIPOR, Münpletely new type of brick. It is chen) known as the “Unipor Silvacor”, and the special feature is that the brick is provided with an integrated filling of insulating material consisting of pure wood fibres (Figure 2). The Unipor Group is thus the first supplier throughout Germany of solid bricks, which are filled with a 100 % renewable raw material.

The new Silvacor bricks achieve the best construction values and are proving to be exceptional where healthy living is concerned. They are of particular interest for experts and employers who place particular emphasis on ecology and sustainability. As the first brick of its kind, the “Unipor W07 Silvacor” is entering the market. It is designed for the construction of detached, semi-detached and townhouses and is outstanding due to its very high thermal insulation. With it, KfW financed efficiency houses can thus be built in a monolithic design – without additional external insulation of the walls (WDVS).

Further information: UNIPOR Ziegel Gruppe Fax: +49 (0)89 – 74 98 67 11 marketing@unipor.de, www.unipor.de

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Unipor bietet neue Produkte zum energiebewussten Bauen Für 2015 sieht sich die Unipor-Gruppe mit ihrem aktuellen Produktangebot sehr gut aufgestellt: Sowohl im Sektor des Einfamilienhauses als auch im mehrgeschossigen Wohnungsbau bietet Unipor für praktisch jedes Bauvorhaben eine optimale Wandbaustoff-Lösung. Da der Bedarf an Wohnraum besonders in den Ballungszentren weiterhin hoch ist, verschieben sich die Ansprüche an Gebäudestruktur und Wandbaustoffe.

Gesetzliche und wirtschaftliche Anforderungen an Neubauten verlangen zudem immer hochwertigere und nachhaltigere Baustoffe.

Die Unipor-Gruppe reagiert auf diese Entwicklungen unter anderem mit dem neuen „Unipor WS08 Coriso“-Mauerziegel (Bild 1).

Er eignet sich sowohl für den Bau von Einfamilien-, Reihen- und Doppelhäusern als auch für den mehrgeschossigen Wohnungsbau und gilt daher als „massiver Alleskönner“. Bereits ab einer Wanddicke von 30 cm bietet der massive Mauerziegel einen hohen Schallschutzwert Rw,Bau,ref von mindestens 48,2 dB. Er übertrifft zudem die aktuellen Anforderungen der Energie-Einsparverordnung (EnEV) und schafft damit die Voraussetzungen für den Bau von KfW-geförderten Effizienzhäusern. Mit einem Wärmeleitwert von nur 0,08 W/(mK) weist der Unipor WS08 Coriso bereits ab einer Wanddicke von 30 cm eine hervorragende Wärmedämmung auf.

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Products & Projects – Produkte & Objekte Darüber hinaus hat die Unipor-Gruppe – pünktlich zur BAU 2015 in München – eine komplett neue Mauerziegel-Gattung entwickelt. Sie trägt den Namen „Unipor Silvacor“ und hat die Besonderheit, dass die Mauerziegel mit einer integrierten Dämmstoff-Füllung aus sortenreinen Holzfasern versehen sind (Bild 2).

Damit ist die Unipor-Gruppe der bundesweit erste Anbieter von massiven Mauerziegeln, deren Füllung aus einem 100 % nachwachsendem Rohstoff besteht. Die neuen Silvacor-Ziegel erreichen bauphysikalische Bestwerte und erweisen sich als äußerst wohngesund. Sie sind speziell für Fachleute und Bauherren interessant, die besonderen Wert auf Ökologie und Nachhaltigkeit legen. Als erster Ziegel der neuen Gattung kommt der „Unipor W07 Silvacor“ auf den Markt. Er ist für den Bau von Einfamilien-, Doppel- und Reihenhäusern konzipiert und überzeugt durch seine sehr hohe Wärmedämmung. Mit ihm lassen sich daher auch KfW-geförderte Effizienzhäuser in monolithischer Bauweise errichten – ohne zusätzliche Außendämmung der Wände (WDVS).

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The two-piece plastic insulating material clip from EJOT is suitable for insulating material thicknesses of 60 to 300 mm and reduces the packaging volume by up to 80 %. It consists of two components, the shank as well as a separate disk element. The EJOT insulating material clip DH provides many benefits by comparison to standard plastic insulating material clips.

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Fig. 1. The new insulating material clip consists of two components, the shank as well as a separate disk element Bild 1. Der neue Dämmhalter besteht aus zwei Einzelteilen, dem Schaft sowie einem separaten Tellerelement

Zweiteiliger Dämmstoffhalter aus Kunststoff Der zweiteilige Dämmstoffhalter aus Kunststoff von EJOT eignet sich für Dämmstoffdicken von 60 bis 300 mm und reduziert das Verpackungsvolumen um bis zu 80 %. Er besteht aus zwei Einzelteilen, dem Schaft sowie einem separaten Tellerelement.

Der EJOT Dämmhalter DH bietet viele Vorteile gegenüber herkömmlichen Kunststoffdämmhaltern.

Fig. 2. After installing the shank, the disk element is pushed onto the shank up to the insulating material Bild 2. Nach Einbau des Schaftes wird das Tellerelement auf den Schaft bis zur Dämmung aufgeschoben

Durch die separate Verpackung von Schaft und Tellerelement reduziert sich das Verpackungsvolumen im Vergleich zu einteiligen Dämmhaltern um bis zu 80 %.

Der Dämmhalter verfügt über eine Setztiefenbegrenzung. Dadurch wird eine exakte Einbausituation von 30 mm Setztiefe sowohl für Mauerwerk als auch für Beton ermöglicht. Hochwertiger Kunststoff garantiert eine prozesssichere Montage auch bei großen Dämmstoffdicken und verhindert das Ausknicken des Schaftes beim Eintreiben in den Untergrund.

Die nachträgliche Positionierung des Tellerelements löst ein weiteres Problem: Herkömmliche Dämmstoffhalter werden manchmal zu tief in den Untergrund eingetrieben, da sie über keine Setztiefenbegrenzung verfügen. Dadurch drücken die am Schaft befestigten Tellerelemente die weiche Dämmung an dieser Stelle ein. Es entsteht ein unerwünschter Steppdeckeneffekt, der sich negativ auf das Dämmverhalten auswirkt und die Stoßfugen der Dämmung sogar zum Aufklaffen bringen kann.

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Fachliteratur

Abt. Fassadenbefestigungen für Mauerwerk + Beton

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Verankerungen Fassadenbefestigungen

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Editorial Wolfgang Brameshuber

The Masonry journal is becoming international Die Zeitschrift Mauerwerk wird international Dear Masonry readers

Liebe Leser der Zeitschrift Mauerwerk,

Here it is now – you have in front of you a proper international version of the Masonry journal in bilingual form.

Perhaps you will remember that last summer, on the occasion of the International Masonry Conference in Portugal, we had a trial run. Likewise, issue number 3-4/2014 was already bilingual, including articles by German-speaking authors from Europe, and which had been translated into English. That was the model trial for the pilot issue now in your hands, which also publishes contributions from international authors who are not German speakers. In future, we want international authors from all over the world to contribute reports to Masonry on the latest findings in masonry construction.

Because it is currently in the news, this issue reports on prefabricated masonry components which are produced using a polyurethane adhesive instead of thin-bed mortar. This system will shortly be given general technical approval. The production facility recently opened in Plattling/Bavaria is reminiscent, in some details, of the production of vehicles. Another contribution describes the current status regarding the flexural tensile and bearing capacity of masonry walls. The importance of a realistic assessment of the overall system and the factors influencing the strength become particularly apparent. The contribution by our southern-European partners on the subject of reinforcement of masonry / shear force capacity and buckling illustrates the status of research on this subject, and also what the development potential is for the reinforcement of the masonry walls of existing buildings. I myself have, in the context of the initiative for the simplification of standards (PRB), attempted to clarify the issues relating to structural design, execution and building materials in order to obtain a clear picture of the respective responsibilities. The article illustrates the principle and includes proposals for implementation. This is potentially explosive, but also stimulates the debate on various subjects. We have two articles from Australia; one of them addresses the analysis of thermal insulation and specific thermal capacity as they affect comfort levels and energy requirements, taking the walls in four residential buildings as examples. The other discusses the performance of dry

nun ist es vollbracht, vor Ihnen liegt eine richtig internationale Fassung der Zeitschrift Mauerwerk in zweisprachiger Ausfertigung. Vielleicht erinnern Sie sich: Einen Probelauf hat es im Sommer anlässlich der internationalen Mauerwerkkonferenz in Portugal gegeben. Das Heft 3-4/2014 war ebenfalls schon zweisprachig, gefüllt mit Artikeln deutschsprachiger Autoren aus Europa, deren Beiträge ins Englische übersetzt wurden. Das war der Modellversuch zu dem nun vorliegenden Pilotheft, in dem auch Beiträge von internationalen, nicht deutschsprachigen Autoren veröffentlicht werden. In der Zukunft soll erreicht werden, dass die Beiträge zum Mauerwerk von internationalen Autoren aus der ganzen Welt über neueste Erkenntnisse zum Mauerwerkbau in den Heften berichten.

Aus aktuellem Anlass wird zunächst über Mauerwerkfertigteile, die mit einem PU-Kleber anstelle von Dünnbettmörtel hergestellt werden, berichtet.

Hier wird in Kürze eine allgemeine bauaufsichtliche Zulassung erteilt werden. Die jüngst in Plattling/Bayern eröffnete Fertigungshalle erinnert in manchen Details an die Produktion von Fahrzeugen. Ein weiterer Beitrag beschreibt den aktuellen Stand zur Biegezug- und Biegetragfähigkeit von Mauerwerkwänden. Die Bedeutung einer realitätsnahen Betrachtung des Gesamtsystems und der Einflussfaktoren auf die Festigkeit werden hier besonders deutlich. Der Beitrag von unseren südeuropäischen Partnern zum Thema Verstärken von Mauerwerk bzgl. Schubtragverhalten und Knicken zeigt, wie weit hier die Forschung bereits ist, und macht auch deutlich, wo die Entwicklungspotentiale für die Verstärkung von Mauerwerkwänden im Bestand ist. Ich selbst habe im Rahmen der Initiative zur Vereinfachung von Normen (PRB) versucht, die Fragen der Bemessung, Ausführung und Baustoffe zu entzerren, um hier klare Verantwortlichkeiten zu erhalten. Der Beitrag zeigt das Prinzip, und bringt auch Vorschläge für eine Umsetzung. Das birgt viel Sprengstoff, aber regt auch die Diskussion zu verschiedenen Themen an. Aus Australien kommen zwei Artikel: Der eine befasst sich mit der Analyse der Wärmedämmung und der spezifischen Wärmekapazität auf die Behaglichkeit und den Energiebedarf, betrachtet an Wänden in vier Wohngebäuden. Der andere befasst sich mit dem Trocken-

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Editorial

masonry consisting of perforated or dowelled bricks in relation to earthquake-resistance.

I would be very pleased if you would tell your international partners and friends that the Masonry journal is now also available for non-German speakers. One or other of them will surely be wanting to read the very interesting contributions, and purchase an issue. That would be the best reward for the effort that such an issue obviously requires.

Yours – Ihr

mauerwerk aus perforierten oder verdübelten Ziegeln in Bezug auf den Widerstand gegen Erdbebenbeanspruchung.

Ich würde mich sehr freuen, wenn Sie Ihren internationalen Partnern und Freunden mitteilen, dass die Zeitschrift Mauerwerk nun auch für den nicht deutschsprachigen Bereich zugänglich gemacht wird. So wird der eine oder andere die sicher sehr interessanten Beiträge lesen wollen und sich ein Heft kaufen. Das wäre der beste Erfolg für die Mühe, die ein solches Heft natürlich auch erfordert.

Wolfgang Brameshuber

ibac – Institut für Bauforschung Institute of Building Materials Research RWTH Aachen University

Call for Papers Masonry building of all types, brought together in a specialist journal for all Europe. Technical developments, the latest research results and the practical application of masonry products are accompanied by specialist articles, reports and supplementary information and innovations.

Mauerwerk is also the only journal that covers this entire range.

Mauerwerksbau in allen Façetten, zusammengeführt in einer Fachzeitschrift für Europa. Technische Entwicklungen, neueste Forschungsergebnisse und die praktische Anwendung von Mauerwerksprodukten werden mit Fachaufsätzen, Berichten und ergänzenden Informationen begleitet. Mauerwerk ist die einzige unabhängige Zeitschrift, die diese gesamte Bandbreite abdeckt.

Mauerwerk is seeking original papers of the highest quality for publication. Papers will cover all aspects of the design, construction, performance in service, sustainability, strengthening of masonry structures, including papers on research.

Mauerwerk ist stets auf der Suche nach aktuellen Fachbeiträgen. Die Fachartikel sollten Aspekte der Entwicklung, Konstruk tion, Nachhaltigkeit, Anwendungen von Mauerwerksprodukten sowie Forschungsergebnisse abdecken.

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Articles – Fachthemen Wolfgang Brameshuber Markus Graubohm

DOI: 10.1002/dama.201500644

Prefabricated masonry panel system with two-component polyurethane adhesive Vorgefertigte Mauertafeln mit ZweikomponentenPolyurethanklebstoff Building with factory-prefabricated masonry panels made of clay units meanwhile has become a long-established, field-proven construction method. The advantages are shorter construction time for shell constructions, lower construction costs and uniform level of quality as well as high dimensional accuracy of the masonry panels and a production that is independent of weather influences. An innovation in the field of prefabricated masonry is the dry bonding method for prefabricated masonry panels made of clay units whereby, instead of a conventional thin layer mortar, a two-component polyurethane adhesive (2C-PUR) is applied by machine to the flat ground surface of the clay unit.

In mid 2013, the Institute of Building Materials Research (ibac) in Aachen was commissioned by Redbloc Deutschland GmbH to carry out tests on masonry prefabricated with 2C-PUR adhesive, to establish the necessary basis for obtaining a general technical approval (abZ) for masonry panels built according to the Redbloc system and thereby lay the foundations for using this new construction method in Germany.

This article shall firstly give a survey of the test programme for the approval procedure agreed with the German building authority , Deutsches Institut für Bautechnik (DIBt), and present the key results obtained from the tests carried out in Aachen. Furthermore the individual steps from planning via production in the prefabrication plant right through to transport and assembling of the masonry panels at the building site will be presented, taking the example of the first prefabrication factory of Redbloc Elemente GmbH opened at Plattling in Germany in the meantime.

Das Bauen mit werksmäßig vorgefertigten Mauertafeln aus Ziegeln ist eine inzwischen langjährig in der Praxis bewährte Bauart.

Vorteile sind kürzere Rohbauzeiten, niedrigere Baukosten sowie gleichmäßiges Qualitätsniveau und hohe Maßgenauigkeit der Mauertafeln und die von Witterungseinflüssen unabhängige Produktion. Eine Neuerung im Bereich des vorgefertigten Mauerwerks stellt das Trockenklebeverfahren für Ziegelfertigteilwände dar, bei dem anstelle eines herkömmlichen Dünnbettmörtels ein Zweikomponenten-Polyurethanklebstoff (2K-PUR) maschinell auf die plangeschliffene Ziegeloberfläche aufgetragen wird.

Mitte des Jahres 2013 wurde das Institut für Bauforschung Aachen (ibac) von der Redbloc Deutschland GmbH mit Untersuchungen an mit 2K-PUR-Klebstoff vorgefertigtem Mauerwerk beauftragt, um die nötigen Grundlagen für die Erlangung einer allgemeinen bauaufsichtlichen Zulassung (abZ) für Mauertafeln nach dem Redbloc-System und damit die Voraussetzungen für eine Anwendung dieser neuen Bauart in Deutschland zu schaffen.

Der vorliegende Beitrag soll zunächst einen Überblick über das für das Zulassungsverfahren mit dem Deutschen Institut für Bautechnik (DIBt) abgestimmte Versuchsprogramm geben und die im Rahmen der Bearbeitung des Projektes in Aachen erzielten wesentlichen Untersuchungsergebnisse vorstellen. Weiterhin werden die einzelnen Schritte von der Planung über die Produktion im Fertigteilwerk bis hin zum Transport und zur Montage der Mauertafeln auf der Baustelle anhand der ersten zwischenzeitlich in Deutschland eröffneten Fertigteilfabrik der Redbloc Elemente GmbH in Plattling beispielhaft vorgestellt.

1 Introduction

1 Einleitung

Building with factory-prefabricated masonry panels made of clay units meanwhile has become a long-established, field-proven construction method which, as a consequence of the growing cost pressure on building sites, is now being used not only in the construction of detached, semi-detached and terrace houses but also increasingly for larger residential complexes as well as commercial and industrial buildings. The advantages of construction with prefabricated elements are many and various. Besides shorter construction times for shell constructions and related lower construction costs resulting from efficient prefabrication of the masonry panels, one also ought to mention the uniform quality and high dimensional accuracy of masonry panels achieved by automated production that is independent of manual skills and weather influences.

Das Bauen mit werksmäßig vorgefertigten Mauertafeln aus Ziegeln ist eine inzwischen langjährig in der Praxis bewährte Bauart, die infolge des wachsenden Kostendrucks auf den Baustellen mittlerweile nicht nur im Einfamilien-, Doppel- und Reihenhausbau, sondern immer häufiger sowohl für größere Wohnanlagen als auch im Gewerbe- und Industriebau eingesetzt wird. Die Vorteile der Elementbauweise sind dabei vielfältig. Neben den infolge der rationellen Vorfertigung der Mauertafeln kürzeren Rohbauzeiten und damit verbunden niedrigeren Baukosten sind hier u. a. auch das gleichmäßige Qualitätsniveau und die hohe Maßgenauigkeit der Mauertafeln zu nennen, die durch die automatisierte, von handwerklicher Geschicklichkeit und Witterungseinflüssen unabhängige Produktion erreicht werden.

Bei den in der Vergangenheit verwendeten Herstellungstechniken wurden die Mauertafeln im Fertigteilwerk

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W. Brameshuber/M. Graubohm · Prefabricated masonry panel system with two-component polyurethane adhesive

With the manufacturing techniques used in the past, masonry panels were prefabricated in the factory like conventional masonry on a building site, standing upright with masonry units in comination with mineral masonry mortar, by the use of semi- or fully automated factory. An innovation in the field of prefabricated masonry is the patented dry bonding method for prefabricated masonry walls made of clay units developed collaboratively between an American technology group and the Austrian-based firm of Redbloc, whereby, instead of a conventional thin layer mortar, a two-component polyurethane adhesive (2C-PUR) is applied by machine to the flat ground surface of the clay unit.

Overall construction time is further shortened significantly by the dry bonding method and the innovative sawing technology, since no moisture is added during the production of the masonry panels and thus lengthy drying out phases can be dispensed with.

In mid 2013, the Institute of Building Materials Research (ibac) in Aachen was commissioned by Redbloc Deutschland GmbH to carry out tests on masonry prefabricated with 2C-PUR adhesive, to establish the necessary basis for obtaining a general technical approval (abZ) for masonry panels built according to the Redbloc system and thereby lay the foundations for using this new construction method in Germany.

2 Tests for suitability 2.1 Test programme for the approval procedure

wie konventionelles Baustellenmauerwerk aufrecht stehend aus Mauersteinen in Kombination mit mineralischen Mauermörteln im Verband durch den Einsatz von halboder vollautomatisierten Fertigungsanlagen vorgefertigt.

Eine Neuerung im Bereich des vorgefertigten Mauerwerks stellt das von der in Österreich ansässigen Firma redbloc in Zusammenarbeit mit einem amerikanischen Technologiekonzern entwickelte, patentierte Trockenklebeverfahren für Ziegelfertigteilwände dar, bei dem anstelle eines herkömmlichen Dünnbettmörtels ein Zweikomponenten-Polyurethanklebstoff (2K-PUR) maschinell auf die plangeschliffene Ziegeloberfläche aufgetragen wird. Durch das Trockenklebeverfahren und eine neuartige Sägetechnik verkürzt sich die Gesamtbauzeit nochmals deutlich, da bei der Herstellung der Mauertafeln keine Feuchtigkeit zugeführt wird und so längere Austrocknungsphasen entfallen können.

Mitte des Jahres 2013 wurde das Institut für Bauforschung Aachen (ibac) von der Redbloc Deutschland GmbH mit Untersuchungen an mit 2K-PUR-Klebstoff vorgefertigtem Mauerwerk beauftragt, um die nötigen Grundlagen für die Erlangung einer allgemeinen bauaufsichtlichen Zulassung (abZ) für Mauertafeln nach dem Redbloc-System und damit die Voraussetzungen für eine Anwendung dieser neuen Bauart in Deutschland zu schaffen.

2 Untersuchungen zur Eignung 2.1 Versuchsprogramm für das Zulassungsverfahren

The test programme comprised tests on masonry units, composite test specimens and masonry walls. First of all, the basic standard properties of the high precision hollow clay units chosen for the approval procedure (see section 2.2.1) were determined. In the second step, tests were carried out on small test specimens to determine the bonding behaviour under shear and tensile load as well as the strength development and durability of the 2C-PUR adhesive (see section 2.3). In the final step, tests were conducted on masonry walls to determine the flexural, compressive and shear load bearing behaviour (see section 2.4).

As a rule, reference test specimens were also made and tested with a customary thin layer mortar in order to better classify and assess the results of the test specimens bonded with 2C-PUR adhesive. Owing to the very elaborate wall tests under the unified test procedure of the DIBt, only tests on masonry with 2C-PUR adhesive were carried out when investigating solely the shear behaviour.

Das Versuchsprogramm umfasste Untersuchungen an Mauersteinen, an Verbundprüfkörpern und an Wandprüfkörpern. Als Eingangsprüfung wurden zunächst die wesentlichen Normeigenschaften der für das Zulassungsverfahren ausgewählten Planhochlochziegel bestimmt (s. Abschn. 2.2.1). Im zweiten Schritt erfolgten Untersuchungen an Kleinprüfkörpern zur Bestimmung des Verbundverhaltens unter Scher- und Zugbeanspruchung sowie der Festigkeitsentwicklung und der Dauerhaftigkeit des 2K-PURKlebstoffs (s. Abschn. 2.3). Im letzten Schritt wurden Untersuchungen an Wandprüfkörpern durchgeführt, um die Biege-, Druck- und Schubtragfähigkeit des Mauerwerks zu bestimmen (s. Abschn. 2.4).

In der Regel wurden auch Referenzprüfkörper mit einem handelsüblichen Dünnbettmörtel hergestellt und geprüft, um die Ergebnisse der mit 2K-PUR-Klebstoff verklebten Prüfkörper besser einordnen und beurteilen zu können.

Lediglich bei der Untersuchung des Schubtragverhaltens wurden aufgrund der sehr aufwändigen Wandversuche nach dem vereinheitlichten Prüfverfahren des DIBt lediglich Versuche mit verklebtem Mauerwerk durchgeführt.

2.2 Applied materials and material characteristics 2.2.1 Masonry units

2.2 Verwendete Materialien und deren Eigenschaften 2.2.1 Mauersteine

For the majority of the tests, the following high precision hollow clay units stipulated in the general technical approvals were used: – High precision hollow clay units (PHLz 6-0.65-248×365×249) acc. to Z-17.1-890 [1] – High precision hollow clay units (PHLz 6-0.60-248×365×249) acc. to Z-17.1-1057 [2] – High precision hollow clay units (PHLz 12-0.9-372×240×249) acc. to Z-17.1-715 [3]

Für den überwiegenden Teil der Untersuchungen wurden die folgenden, in allgemeinen bauaufsichtlichen Zulassungen geregelten Planhochlochziegel verwendet: – PHLz 6-0,65-248×365×249 (12DF) nach Z-17.1-890 [1] – PHLz 6-0,60-248×365×249 (12DF) nach Z-17.1-1057 [2] – PHLz 12-0,9-372×240×249 (12DF) nach Z-17.1-715 [3]

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Mit der ersten Steinart (Hochlochziegel nach [1]) wurde das vollständige Versuchsprogramm durchgeführt. An den

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W. Brameshuber/M. Graubohm · Vorgefertigte Mauertafeln mit 2K-Polyurethanklebstoff

Fig. 1. Hollow clay units Bild 1. Hochlochziegel

The complete test programme was carried out using the first unit type (hollow clay units acc. to [1]). The tests carried out on the remaining two unit types (hollow clay units acc. to [2] and [3]) were less extensive in their scope. The hollow clay units used are shown in Figure 1.

In addition, the calcium silicate reference unit KS 122,0-NF (without perforation or handle opening) was used to investigate the strength development and durability of the 2C-PUR adhesive that is normally used and considered as unfavourable for evidence of shear bond strength according to DIN V 18580 [4].

First of all, the dimensions according to DIN EN 77216 [5] as well as the gross dry density according to DIN EN 772-13 [6] were determined on the clay units selected for the approval procedure. The percentage of voids of the masonry units was determined according to DIN EN 772-9 [7]. The requirements on perforation geometry and web thickness were also checked for compliance with the relevant general technical approvals. On the test specimens for determining the unit compressive strength, also the flatness of the bed faces according to DIN EN 772-20 [8] and plane parallelism of the bed faces were measured according to DIN EN 772-16 [5]. The compressive strength of the masonry units was tested in an air dry state according to DIN EN 772-1 [9].

With regard to dimensions, density and strength class, the clay units corresponded to the properties stated in the manufacturer’s short term.

übrigen beiden Steinarten (Hochlochziegel nach [2] und [3]) erfolgten nur noch Untersuchungen mit einem reduzierten Umfang. Die verwendeten Hochlochziegel sind in Bild 1 dargestellt.

Weiterhin kamen im Rahmen der Untersuchungen zur Festigkeitsentwicklung und zur Dauerhaftigkeit des 2K-PURKlebstoffs auch der beim Nachweis der Verbundfestigkeit nach DIN V 18580 [4] üblicherweise verwendete und hierfür als ungünstig angesehene Kalksand-Referenzstein KS 12-2,0NF (ohne Lochung bzw. Grifföffnung) zum Einsatz.

An den für das Zulassungsverfahren ausgewählten Ziegeln wurden zunächst die Maße nach DIN EN 772-16 [5] sowie die Trockenrohdichte nach DIN EN 772-13 [6] bestimmt. Die Bestimmung des Lochanteils der Ziegel erfolgte nach DIN EN 772-9 [7]. Zusätzlich wurden die Anforderungen an die Lochgeometrie sowie die Stegdicken nach den jeweiligen allgemeinen bauaufsichtlichen Zulassungen überprüft. An den Prüfkörpern zur Bestimmung der Druckfestigkeit wurden die Ebenheit nach DIN EN 772-20 [8] und die Planparallelität nach DIN EN 772-16 [5] bestimmt. Die Prüfung der Steindruckfestigkeit erfolgte im lufttrockenen Zustand nach DIN EN 772-1 [9].

Die untersuchten Ziegel entsprachen hinsichtlich der Maße sowie der Rohdichte- und Festigkeitsklasse den vom Hersteller in der Kurzbezeichnung der Mauersteine angegebenen Eigenschaften.

2.2.2 Adhesive The two-component polyurethane adhesive used is a reactive PUR adhesive consisting of an adhesive component and a hardener component. The adhesive component and hardener are pumped from separate storage tanks into a work vessel, where they are then warmed up to a temperature of around 35 °C and fed via dosing units to a mixing head. The reaction mixture is discharged from the mixing head and reacts on the bed joint area of the masonry units.

Bei dem verwendeten Zweikomponenten-Polyurethanklebstoff handelt es sich um einen reaktiven PUR-Klebstoff, der aus einer Klebstoffkomponente und einer Härterkomponente im Fertigteilwerk hergestellt wird. Die Klebstoffkomponente und der Härter werden aus separaten Lagertanks in Arbeitsbehälter gepumpt, dort auf eine Temperatur von etwa 35 °C erwärmt und über Dosieraggregate dem Mischkopf zugeleitet. Die Reaktionsmischung wird aus dem Mischkopf ausgetragen und reagiert auf der Lagerfugenfläche der Mauerziegel aus.

2.2.3 Masonry mortar

2.2.3 Mauermörtel

A customary thin layer mortar for use with high precision hollow clay units was provided for production of the refer-

Für die Herstellung der Referenzprüfkörper war ein handelsüblicher Dünnbettmörtel für die Verwendung mit Plan-

2.2.2 Klebstoff

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W. Brameshuber/M. Graubohm · Prefabricated masonry panel system with two-component polyurethane adhesive

ence test specimens. The fresh and hardened mortar characteristics were determined on each of the mortar mixes used for the reference series. The fresh mortar mix was tested according to DIN EN 1015-6 [10]. The hardened mortar characteristics were determined according to DIN EN 1015-10 [11] (dry density) and DIN EN 1015-11 [12] (flexural tensile strength and compressive strength).

The compressive strength of the thin layer mortar used met the requirement of DIN V 18580 [4] on thin layer mortar of class M10 according to DIN EN 998-2 [13] (mean value βD,mo ≥ 10 N/mm2).

hochlochziegeln vorgesehen. An jeder zur Herstellung der Vergleichsserien verwendeten Mörtelmischung 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] (Biegezug- und Druckfestigkeit) bestimmt.

Die Druckfestigkeit des verwendeten Dünnbettmörtels entsprach nach DIN V 18580 [4] der Anforderung an einen Dünnbettmörtel der Mörtelklasse M10 nach DIN EN 998-2 [13] (Mittelwert βD,mö ≥ 10 N/mm2).

2.3 Tests on small test specimens 2.3.1 Initial shear strength without load perpendicular to the bed joint according to DIN EN 1052-3

2.3 Untersuchungen an Kleinprüfkörpern 2.3.1 Haftscherfestigkeit ohne Auflast nach DIN EN 1052-3

To determine the bonding properties under shear load, shear tests were carried out according to DIN EN 1052-3 [14] without load perpendicular to the bed joint. For this purpose, initially test series with air dry and slightly wet hollow clay units according to [1] were manufactured using 2C-PUR adhesive at a prefabrication plant in the Netherlands. Further test specimens with air dry hollow clay units according to [2] and [3] were bonded using 2C-PUR adhesive at prefabrication plants in Belgium and in Austria. In parallel, one reference series with each of the aforementioned unit types in combination with thin layer mortar was prepared in the laboratory of ibac.

Prior to the preparation of the three-unit test specimens, the units were first cut in half by dry sawing. Then, the tongue on one face of each masonry unit was cut off also by dry sawing. The half masonry units prepared in this way were then transported to the relevant prefabrication plant. In the prefabrication plant, the lower half masonry units were set manually onto a base carrier of the production line. The 2C-PUR adhesive components brought to the right temperature in work vessels were then fed via dosing units to the mixing head, which then applied the reaction mixture to the bed joint area. After this, the middle units of the subsequent three-unit test specimens were placed, aligned and pressed in firmly by a few blows with a rubber hammer. Next, the 2C-PUR adhesive was applied via the mixing system to the next bed joint area and the upper half masonry units were placed, aligned and pressed in firmly.

The separate steps in the production of the three-unit test specimens in the prefabrication plant are illustrated in Figure 2.

Along with the wall test specimens, the three-unit test specimens were transported on a special low loader to ibac in Aachen at a later time. Before testing the three-unit test specimens, the bearing surfaces of both outer half masonry units and the load application surface of the middle half masonry unit were equalised with cement mortar. The prepared test specimens were stored in the laboratory at around 20 °C and 65 % relative humidity until testing. A conventional mason’s trowel was used to apply the thin layer mortar when manufacturing the reference series. The remaining procedure corresponds largely to what was described earlier.

The test setup and measuring point arrangement are illustrated schematically in Figure 3. In the test facility, the

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Zur Bestimmung der Verbundeigenschaften unter Scherbeanspruchung wurden Haftscherversuche nach DIN EN 1052-3 [14] ohne Auflast senkrecht zur Lagerfuge durchgeführt. Hierfür wurden zunächst Versuchsserien mit lufttrockenen und feuchten Hochlochziegeln nach [1] in Kombination mit dem 2K-PUR-Klebstoff in einem Fertigteilwerk in den Niederlanden hergestellt. Weitere Versuchsserien wurden bei einem gesonderten Termin mit lufttrockenen Hochlochziegeln nach [2] und [3] in Kombination mit dem 2K-PUR-Klebstoff in Fertigteilwerken in Belgien und Österreich verklebt. Parallel dazu wurde jeweils eine Referenzserie mit den zuvor genannten Steinarten in Kombination mit Dünnbettmörtel im Labor des ibac hergestellt.

Vor der Herstellung der 3-Steinkörper wurden die Ziegel zunächst durch Trockensägen halbiert. Anschließend erfolgte das Entfernen der Feder an jeweils einer Stirnseite der Mauersteine durch Trockensägen. Die so vorbereiteten Steinhälften wurden dann zum jeweiligen Fertigteilwerk transportiert. Im Fertigteilwerk wurden die unteren Steinhälften händisch auf einen Grundträger der Produktionsanlage gesetzt. Anschließend wurden die in Arbeitsbehältern vortemperierten Komponenten des 2K-PUR-Klebstoffs über Dosieraggregate dem Mischkopf zugeleitet und die Reaktionsmischung über diesen auf die Lagerfugenfläche aufgebracht. Danach wurden die mittleren Steine der späteren 3-Steinkörper aufgesetzt, ausgerichtet und mit einigen Schlägen mit einem Gummihammer festgedrückt. Anschließend wurde der 2K-PUR-Klebstoff über die Mischanlage auf die nächste Lagerfugenfläche aufgebracht und die oberen Steinhälften aufgesetzt, ausgerichtet und mit dem Gummihammer festgedrückt.

Die einzelnen Schritte bei der Herstellung der 3-SteinPrüfkörper im Fertigteilwerk sind in Bild 2 dargestellt.

Die 3-Steinkörper wurden zu einem späteren Zeitpunkt zusammen mit den Wandprüfkörpern mit einem Spezialtieflader zum ibac nach Aachen transportiert. Vor der Prüfung der 3-Steinkörper wurden die Auflagerflächen der beiden äußeren Steinhälften und die Lasteinleitungsfläche der mittleren Steinhälfte mit Zementmörtel abgeglichen. Die vorbereiteten Prüfkörper wurden bis zur Prüfung im Labor bei rd. 20 °C und 65 % rel. Luftfeuchte gelagert.

Bei der Herstellung der Referenzserie mit Dünnbettmörtel erfolgte der Mörtelauftrag mit einer herkömmlichen Maurerkelle. Die übrige Vorgehensweise entspricht weitestgehend der zuvor beschriebenen.

In Bild 3 sind der Versuchsaufbau und die Messstellenanordnung schematisch dargestellt. Bei der Versuchsein-

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W. Brameshuber/M. Graubohm · Vorgefertigte Mauertafeln mit 2K-Polyurethanklebstoff

Fig. 2. Shear strength tests according to DIN EN 1052-3, manufacturing of test specimen Bild 2. Haftscherversuche ohne Auflast nach DIN EN 1052-3, Herstellung der Prüfkörper

lower load platens are supported on a horizontally moveable roller bearing and a sliding-tilting bearing. The test specimens were placed onto the lower load platens and the shear load was applied to the middle unit of the test specimen via an upper load platen and rollers. The load was applied in a force-controlled way. The rate of loading was chosen such that the maximum loads were reached after about 60 to 90 seconds. During the test of two series, the deformations in the joints were measured in loading direction with two inductive displacement transducers W1 placed on each side of the test specimen in the middle of the overlap length, to allow a comparison of the deformability in the joint between test specimens with 2C-PUR adhesive and those with thin layer mortar.

In Figure 4 the ascertained deformations in loading direction for the test series with air dry hollow clay units according to [1] in combination with 2C-PUR adhesive (series U9-tr-PU) and thin layer mortar (series U9-tr-DM) are shown as mean values of the measuring points of a joint.

A survey of the test results is illustrated in Figure 5.

Shown are the mean values of the initial shear strength fvo between the masonry units listed in section 2.2.1 and 2C-PUR adhesive and thin layer mortar respectively, as well as the scattering of the single tests.

On the basis of the comparison tests with the units according to [1] it is evident that the values of the initial shear strength in combination with thin layer mortar are significantly higher than those of the test specimens with 2C-PUR adhesive. However at this point it should be mentioned that, after manufacturing in the prefabrication plant, in deviation from DIN EN 1052-3 [14] the test specimens were not preloaded with a uniformly distributed compressive load. The application of a preload, as it actually occurs in masonry due to the dead load of the upper

richtung sind die unteren Lasteinleitungsplatten auf einem horizontal verschieblichen Rollenlager und einem GleitKipplager gelagert. Die Prüfkörper wurden auf die unteren Lasteinleitungsplatten gelegt und die Scherbelastung am mittleren Mauerstein des Prüfkörpers über eine obere Lasteinleitungsplatte und Rollen aufgebracht. Die Belastung erfolgte kraftgeregelt. Die Belastungsgeschwindigkeit wurde dabei so gewählt, dass die Höchstlasten nach ca. 60 bis 90 s erreicht wurden. Während der Prüfung wurden bei zwei Versuchsserien 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, um einen Vergleich der Verformbarkeit in der Fuge zwischen Prüfkörpern mit 2K-PUR-Klebstoff bzw. mit Dünnbettmörtel zu ermöglichen.

Fig. 3. Shear strength tests according to DIN EN 1052-3, test specimen and test setup Bild 3. Haftscherversuche ohne Auflast nach DIN EN 1052-3, Prüfkörper und Versuchsaufbau

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W. Brameshuber/M. Graubohm · Prefabricated masonry panel system with two-component polyurethane adhesive Shear stress t in N/mm2 / Schubspannung t in N/mm2

Initial shear strength fv0 in N/mm2 / Anfangsscherfestigkeit fv0 in N/mm2

2C-PUR adhesive / 2K-PUR-Klebstoff Thin layer mortar / Dünnbettmörtel

Displacement Dv in mm / Verschiebung Dv in mm

Fig. 4. Shear strength tests according to DIN EN 1052-3, shear stress-displacement curves Bild 4. Haftscherversuche ohne Auflast nach DIN EN 1052-3, Schubspannungs-Verschiebungslinien Initial shear strength fv0 in N/mm2 / Anfangsscherfestigkeit fv0 in N/mm2

Fig. 5. Shear strength tests according to DIN EN 1052-3, test results (mean values and range of dispersion) Bild 5. Haftscherversuche ohne Auflast nach DIN EN 1052-3, Ergebnisse (Mittelwerte und Streubereiche)

unit layers, has a positive effect on the bonding properties especially for walls with 2C-PUR adhesive. In subsequent tests it was possible to show that higher bonding strength values can be obtained by applying a slight preload after manufacturing of the three-unit test specimens with 2C-PUR adhesive (Figure 6).

Thus, the required value of the bond strength according to DIN V 18580 [4], that a thin layer mortar in accordance with DIN EN 998-2 [13] has to fulfil when tested according to DIN EN 1052-3 [14] (fvok ≥ 0.20 N/mm2), was clearly observed both in the test series with 2C-PUR adhesive and in the reference series with thin layer mortar.

2.3.2 Shear strength with load perpendicular to the shear joint according to DIN EN 1052-3 To determine the frictional behaviour, additional shear tests were carried out in accordance with the European test procedure (DIN EN 1052-3 [14]) with three different loading stages perpendicular to the shear joint (σH = 0.1 N/mm2, σH = 0.3 N/mm2 and σH = 0.5 N/mm2). To this end, a test series of air dry hollow clay units according to [1] was manufactured using 2C-PUR adhesive at the prefabrication plant in the Netherlands. As a reference, a further test series was manufactured at ibac with the same units in combination with thin layer mortar. The proce-

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Fig. 6. Shear strength tests according to DIN EN 1052-3 (post-test), test results (mean values and range of dispersion) Bild 6. Haftscherversuche ohne Auflast nach DIN EN 1052-3 (Nachversuche), Ergebnisse (Mittelwerte und Streubereiche)

In Bild 4 sind die bei den Versuchsserien mit lufttrockenen Hochlochziegeln nach [1] in Kombination mit 2KPUR-Klebstoff (Serie U9-tr-PU) bzw. Dünnbettmörtel (Serie U9-tr-DM) in Richtung der Belastung bestimmten Verformungen als Mittelwerte der Messstellen einer Fuge dargestellt.

Eine Übersicht der Untersuchungsergebnisse ist in Bild 5 dargestellt. Gezeigt sind die Mittelwerte der Anfangsscherfestigkeit fvo zwischen den in Abschnitt 2.2.1 aufgeführten Mauersteinen und 2K-PUR-Klebstoff bzw. Dünnbettmörtel sowie die Streubreite der einzelnen Versuche.

Es zeigt sich anhand der Vergleichsversuche mit dem Ziegel nach [1], dass die Werte der Anfangsscherfestigkeit in Kombination mit Dünnbettmörtel deutlich höher sind als die der Prüfkörper mit dem 2K-PUR-Klebstoff. Allerdings muss an dieser Stelle erwähnt werden, dass die Prüfkörper nach der Herstellung im Fertigteilwerk abweichend von DIN EN 1052-3 [14] nicht mit einer gleichmäßig verteilten Drucklast vorbelastet wurden. Das Aufbringen einer Vorlast, wie sie im Mauerwerk durch das Eigengewicht der oberen Steinlagen in der Realität auftritt, wirkt sich insbesondere bei Wänden mit 2K-PUR-Klebstoff positiv auf die Verbundeigenschaften aus. In Nachversuchen konnte nachgewiesen werden, dass durch das Aufbringen einer geringen Vorlast nach der Herstellung der 3-Steinkörper mit 2KPUR-Klebstoff höhere Verbundfestigkeitswerte erreicht werden (Bild 6).

Somit wurde der Anforderungswert an die Verbundfestigkeit nach DIN V 18580 [4], den ein Dünnbettmörtel gemäß DIN EN 998-2 [13] bei Prüfung nach DIN EN 1052-3 [14] zu erfüllen hat (fvok ≥ 0,20 N/mm2), sowohl bei den Versuchsserien mit 2K-PUR-Klebstoff als auch bei der Referenzserie mit Dünnbettmörtel deutlich eingehalten.

2.3.2 Scherfestigkeit mit Auflast nach DIN EN 1052-3 Zur Bestimmung des Reibungsverhaltens wurden zusätzlich Scherversuche nach dem europäischen Prüfverfahren (DIN EN 1052-3 [14]) mit drei unterschiedlichen Auflaststufen (σH = 0,1 N/mm2, σH = 0,3 N/mm2 und σH = 0,5 N/mm2) senkrecht zur Scherfuge durchgeführt. Hierfür wurde eine Versuchsserie mit lufttrockenen Hochlochziegeln nach [1] in Kombination mit dem 2K-PUR-Klebstoff im Fertigteilwerk in den Niederlanden hergestellt. Als Referenz wurde eine zusätzliche Versuchsserie mit den

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W. Brameshuber/M. Graubohm · Vorgefertigte Mauertafeln mit 2K-Polyurethanklebstoff Shear stress t in N/mm2 / Schubspannung t in N/mm2 Single values without horizontal load / Einzelwerte ohne Auflast Mean value without horizontal load / Mittelwert ohne Auflast Single values with horizontal load / Einzelwerte mit Auflast Mean values with horizontal load / Mittelwerte mit Auflast Regression line / Regressionsgerade

Horizontal load σH in N/mm2 / Horizontale Auflast σH in N/mm2

Fig. 7. Shear strength tests according to DIN EN 1052-3, test specimen and test setup Bild 7. Scherversuche mit Auflast nach DIN EN 1052-3, Prüfkörper und Versuchsaufbau

dure for manufacturing the three-unit test specimen corresponded to that described in section 2.3.1.

Figure 7 shows the test setup and measuring point arrangement for determining the deformation in the joint. In the test facility, the lower load platens are supported on a horizontally moveable roller bearing and a sliding-tilting bearing. The test specimens were placed onto the lower load platens and then loaded with a constant stress applied via a horizontal piston and two vertical load platens. The shear load was applied at the middle unit of the test specimen via an upper load platen and roller bearings (a horizontally moveable roller bearing and a sliding-tilting bearing). The load was applied in a deformation-controlled way at constant crosshead speed. During the test, the deformations were measured in the joints in shear loading direction with two inductive displacement transducers W1 placed on each side of the test specimen in the middle of the overlap length (cf. section 2.3.1).

Figure 8 shows the maximum shear stresses as a function of the horizontal loading σH of the test specimens with 2C-PUR adhesive. The initial adhesive shear strength determined by linear regression and extrapolation analogous to DIN EN 1052-3 [14] is 0.22 N/mm2 (the tests without loading were disregarded here). At 0.21 N/mm2 the mean value of all tests without load perpendicular to the shear joint corresponds almost to this value. The friction coefficient (static friction) in the tests with 2C-PUR adhesive comes out at 0.45.

For comparison, Figure 9 shows the results of the test series with thin layer mortar. Here the extrapolated initial adhesive shear strength according to [14] is 0.37 N/mm2.

At 0.53 N/mm2, the mean value of the tests without load perpendicular to the shear joint is significantly higher than this value. The friction coefficient yielded by the regressions is 0.79.

2.3.3 Tensile bond strength To determine the bonding properties under tensile load, centric tensile bond tests were carried out on two-unit test

Fig. 8. Shear strength tests according to DIN EN 1052-3, hollow clay units/two-component polyurethane adhesive, maximum shear stress depending on the horizontal load Bild 8. Scherversuche mit Auflast nach DIN EN 1052-3, Hochlochziegel/2K-PUR-Klebstoff, maximale Schubspannung in Abhängigkeit der horizontalen Auflast Shear stress t in N/mm2 / Schubspannung t in N/mm2

Single values without horizontal load / Einzelwerte ohne Auflast Mean value without horizontal load / Mittelwert ohne Auflast Single values with horizontal load / Einzelwerte mit Auflast Mean values with horizontal load / Mittelwerte mit Auflast Regression line / Regressionsgerade

Horizontal load σH in N/mm2 / Horizontale Auflast σH in N/mm2

Fig. 9. Shear strength tests according to DIN EN 1052-3, hollow clay units/thin layer mortar, maximum shear stress depending on the horizontal load Bild 9. Scherversuche mit Auflast nach DIN EN 1052-3, Hochlochziegel/Dünnbettmörtel, maximale Schubspannung in Abhängigkeit der horizontalen Auflast

gleichen Ziegeln in Kombination mit Dünnbettmörtel im Labor des ibac hergestellt. Die Vorgehensweise bei der Herstellung der 3-Steinkörper entsprach der in Abschnitt 2.3.1 beschriebenen.

In Bild 7 sind der Versuchsaufbau und die Messstellenanordnung zur Bestimmung der Verformungen in der Fuge dargestellt. Bei der Versuchseinrichtung sind die unteren Lasteinleitungsplatten auf einem horizontal verschieblichen Rollenlager und einem Gleit-Kipplager gelagert. Die Prüfkörper wurden auf die unteren Lasteinleitungsplatten gelegt und anschließend mit einer konstanten Spannung, die über einen horizontalen Kolben und zwei vertikale Lasteinleitungsplatten aufgebracht wurde, belastet. Die Scherbelastung wurde am mittleren Mauerstein des Prüfkörpers über eine obere Lasteinleitungsplatte und Rollenlager (ein horizontal verschiebliches Rollenlager und ein Gleit-Kipplager) aufgebracht. Die Belastung erfolgte verformungsgeregelt mit konstanter Traversengeschwindigkeit. Während der Prüfung wurden die Verformungen in den Fugen in Richtung der Scherbelastung mit jeweils zwei induktiven Wegaufnehmern W1 auf beiden Seiten der Prüfkörper in der Mitte der Überbindelänge gemessen (vgl. Abschn. 2.3.1).

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Bild 8 zeigt die maximalen Schubspannungen in Abhängigkeit der horizontalen Auflast σH der Prüfkörper mit 2K-PUR-Klebstoff. Die analog zu DIN EN 1052-3 [14] durch lineare Regression und Extrapolation bestimmte Anfangshaftscherfestigkeit – die Versuche ohne Auflast wurden hierbei nicht berücksichtigt – beträgt 0,22 N/mm2. Der Mittelwert aller Versuche ohne Auflast entspricht mit 0,21 N/mm2 nahezu diesem Wert. Der Reibungskoeffizient (Haftreibung) ergibt sich bei den Versuchen mit 2K-PUR-Klebstoff zu 0,45.

In Bild 9 sind zum Vergleich die Ergebnisse der Versuchsserie mit Dünnbettmörtel dargestellt. Die nach [14] extrapolierte Anfangshaftscherfestigkeit beträgt hier 0,37 N/mm2. Der Mittelwert der Versuche ohne Auflast ist mit 0,53 N/mm2 deutlich höher als dieser Wert. Der Reibungskoeffizient ergibt sich aus den Regressionen zu 0,79.

Fig. 10. Tensile bond tests, test specimen and test setup Bild 10. Zentrische Haftzugversuche an 2-Stein-Prüfkörpern, Prüfkörper und Versuchsaufbau Tensile bond strength βHZ in N/mm2 / Haftzugfestigkeit βHZ in N/mm2

U9 with PU U9 mit PU

U9 with TLM U9 mit DM

T7 with PU T7 mit PU

Klimaton with PU Klimaton mit PU

Fig. 11. Tensile bond tests, test results (mean values and range of dispersion) Bild 11. Zentrische Haftzugversuche an 2-Stein-Prüfkörpern, Ergebnisse (Mittelwerte und Streubereiche)

specimens with 2C-PUR adhesive and thin layer mortar respectively. A total of four test series were manufactured for this. The manufacturing of the test specimens was carried out with hollow clay units according to [1], [2] and [3] using 2C-PUR adhesive at prefabrication plants in the Netherlands and Belgium respectively. The procedure for manufacturing the two-unit test specimens in the prefabrication plant was as described in section 2.3.1. In addition, as a reference, a further test series was manufactured in the laboratory of ibac with hollow clay units according to [1] using thin layer mortar.

The chosen setup for carrying out the tests is shown in Figure 10.

A survey of the test results is shown in Figure 11 with the mean values of the adhesive tensile strength with 2C-PUR adhesive and thin layer mortar respectively as well as the scattering of the single tests.

The mean value of the tensile bond strength for the test specimens manufactured with 2C-PUR adhesive was between βHZ = 0.19 N/mm2 and βHZ = 0.44 N/mm2. The comparison tests on the test specimens manufactured with thin layer mortar yielded a mean value of βHZ = 0.38 N/mm2. A required value on the tensile bond strength between ma-

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2.3.3 Haftzugfestigkeit Zur Bestimmung der Verbundeigenschaften unter Zugbeanspruchung wurden zentrische Haftzugversuche an mit 2K-PUR-Klebstoff bzw. mit Dünnbettmörtel vermörtelten 2-Steinkörpern durchgeführt. Hierfür wurden insgesamt vier Versuchsserien hergestellt. Die Herstellung erfolgte mit Hochlochziegeln nach [1], [2] und [3] in Kombination mit dem 2K-PUR-Klebstoff im Fertigteilwerk in den Niederlanden bzw. in Belgien. Die Vorgehensweise bei der Herstellung der 2-Steinkörper im Fertigteilwerk entsprach der in Abschnitt 2.3.1 beschriebenen. Zusätzlich wurde als Referenz eine weitere Versuchsserie mit Hochlochziegeln nach [1] in Kombination mit Dünnbettmörtel im Labor des ibac hergestellt.

Der für die Versuchsdurchführung gewählte Versuchsaufbau ist in Bild 10 dargestellt.

Eine Übersicht der Untersuchungsergebnisse zeigt Bild 11 mit den Mittelwerten der Haftzugfestigkeit mit 2KPUR-Klebstoff bzw. mit Dünnbettmörtel sowie den Streubreiten der einzelnen Versuche.

Der Mittelwert der Haftzugfestigkeit der mit 2K-PURKlebstoff hergestellten Prüfkörper betrug zwischen βHZ = 0,19 N/mm2 und βHZ = 0,44 N/mm2. Die Vergleichsversuche an den mit dem Dünnbettmörtel hergestellten Prüfkörpern ergaben einen 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 gemäß den vorliegenden Untersuchungen mit einer Ausnahme deutlich überschritten.

2.3.4 Festigkeitsentwicklung des 2K-PUR-Klebstoffs (Haftscherfestigkeit nach DIN 18555-5) Um ein geeignetes Mindestprüfalter für die Untersuchungen festlegen zu können, wurde die Festigkeitsentwicklung des 2K-PUR-Klebstoffs mithilfe von Haftscherversuchen nach DIN 18555-5 [16] bestimmt. Die Untersuchungen erfolgten mit dem beim Nachweis der Verbundfestigkeit nach DIN V 18580 [4] verwendeten und hierfür als ungünstig angesehenen Kalksand-Referenzstein in Kombination mit dem 2K-PUR-Klebstoff. Insgesamt wurden hierfür drei Versuchsserien im Fertigteilwerk in Belgien hergestellt.

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sonry unit and masonry mortar does not exist since the test concerned is not standardised. In the National Annex to Eurocode 6 [15], the flexural tensile strength perpendicular to the bed joint is defined as a required value of 0.2 N/mm2.

With one exception this value is clearly exceeded according to the present tests.

2.3.4 Strength development of the 2C-PUR adhesive (adhesive shear strength according to DIN 18555-5) In order to define an appropriate minimum testing age for the tests, the strength development of the 2C-PUR adhesive was determined in shear bond tests according to DIN 18555-5 [16]. The tests were carried out with the calcium silicate reference unit (in combination with 2C-PUR adhesive) as used in, and considered as unfavourable for, evidence of shear bond strength in accordance with DIN V 18580 [4]. A total of three test series were manufactured for this at the prefabrication plant in Belgium.

Prior to the manufacturing of the test specimens at the prefabrication plant, the calcium silicate reference units were preconditioned at ibac to a moisture content of 4.0 % by mass by immersion in a water basin, and were then packed air-tight for a duration of at least two weeks in plastic bags in order to ensure a uniform distribution of moisture over the cross section of the unit. On the day of manufacturing, the conditioned units were transported to the prefabrication plant, removed from their plastic bags and in turn were placed onto a base carrier of the production line. Before the adhesive was applied, the bearing faces of the units were thoroughly swept with a hand brush to remove any loose pieces and dust layers. The application of the 2C-PUR adhesive was carried out in the same way as in the manufacturing of the rest of the composite test specimens (see section 2.3.1).

The test specimens were delivered to ibac roughly 24 hours after manufacturing and the 1 day strength values of the first test series were determined immediately after delivery. The remaining two test series were tested at an age of 2 days and 7 days.

Figure 12 shows a two-unit test specimen built into the testing device used. The load was applied in a force-controlled way at a rate such that fracture occurred after about 60 to 90 seconds.

A survey of the test results is illustrated in Figure 13.

Shown are the mean values of test series as well as the scattering of the single tests.

The tests have shown that the 2C-PUR adhesive is already fully cured after one day. Both series of tests, which were carried out at ages of 2 days and 7 days, yielded no further increase in bond strength. Since no significant differences in strength were to be observed between the separate test ages, an age as young as possible was generally chosen for testing in order to keep the overall duration of tests to be carried out as short as possible.

Vor der Herstellung der Prüfkörper im Fertigteilwerk wurden die Kalksand-Referenzsteine im ibac durch Eintauchen in ein Wasserbecken auf einen Feuchtegehalt von 4,0 M.-% vorkonditioniert und anschließend für eine Dauer von mindestens zwei Wochen luftdicht in Kunststoffbeuteln verpackt, um eine gleichmäßige Feuchteverteilung über den Steinquerschnitt gewährleisten zu können. Am Tag der Herstellung wurden die konditionierten Steine zum Fertigteilwerk transportiert, dort aus den Kunststoffbeuteln entnommen und auf einen Grundträger der Produktionsanlage hintereinander gelegt. Vor dem Auftrag des Klebstoffs wurden die Lagerflächen der Steine gründlich mit einem Handfeger abgekehrt, um lose Teile und Staubschichten zu entfernen. Der Auftrag des 2K-PUR-Klebstoffs erfolgte analog zur Herstellung der übrigen Verbundprüfkörper (s. Abschn. 2.3.1).

Ungefähr 24 Stunden nach der Herstellung wurden die Prüfkörper zum ibac geliefert und unmittelbar nach Anlieferung die 1d-Festigkeitswerte der ersten Versuchsserie bestimmt. Die übrigen beiden Versuchsserien wurden im Alter von 2d und 7d geprüft.

Bild 12 zeigt einen in die verwendete Prüfeinrichtung eingebauten 2-Stein-Prüfkörper. Die Belastung erfolgte kraftgeregelt, die Belastungsgeschwindigkeit wurde so eingestellt, dass der Bruch nach rd. 60 bis 90 s eintrat.

Fig. 12. Shear strength tests according to DIN 18555-5, test specimen and test setup Bild 12. Haftscherversuche nach DIN 18555-5, Prüfkörper und Versuchsaufbau Shear bond strength βHS,DIN in N/mm2 / Haftscherfestigkeit βHS,DIN in N/mm2

2.3.5 Durability To assess the long-term behaviour of the adhesive, various tests have already been carried out within the framework of [17]. In detail these were test series on ageing resistance, alternating climate resistance , hydrolysis resistance of the adhesive components as well as endurance tests on the

1d-values 1d-Werte

2d-values 2d-Werte

7d-values 7d-Werte

Fig. 13. Shear strength tests according to DIN 18555-5, test results (mean values and range of dispersion) Bild 13. Haftscherversuche an 2-Stein-Prüfkörpern nach DIN 18555-5, Ergebnisse (Mittelwerte und Streubereiche)

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Eine Übersicht der Untersuchungsergebnisse enthält Bild 13. Gezeigt sind die Mittelwerte der Versuchsserien sowie die Streubreite der einzelnen Versuche.

Die Versuche haben gezeigt, dass der 2K-PUR-Klebstoff bereits nach einem Tag vollständig ausgehärtet ist. Die beiden Versuchsserien, die im Alter von 2d und 7d geprüft wurden, haben keine weitere Steigerung der Verbundfestigkeit ergeben. Da zwischen den einzelnen Prüfaltern keine deutlichen Festigkeitsunterschiede zu beobachten waren, wurde als Prüfalter in der Regel ein möglichst junges Alter gewählt, um die Gesamtdauer der durchzuführenden Untersuchungen möglichst gering zu halten.

2.3.5 Dauerhaftigkeit

Fig. 14. Tensile bond tests, test specimen and test setup Bild 14. Zentrische Haftzugversuche an Zylindern, Prüfkörper und Versuchsaufbau Tensile bond strength βHZ in N/mm2 / Haftzugfestigkeit βHZ in N/mm2

Reference / Referenz

7d

28d

56d

Fig. 15. Tensile bond tests, test results (mean values and range of dispersion) Bild 15. Zentrische Haftzugversuche an Zylindern, Ergebnisse (Mittelwerte und Streubereiche)

flexural tensile strength perpendicular to the bed joint. Independent of this, additional tests described below were carried out at ibac as part of the approval procedure to check the durability of the 2C-PUR adhesive.

For this, a total of four test series each comprising five two-unit test specimens according to DIN 18555-5 [16] were manufactured at a prefabrication plant in Austria.

Cylinders with a diameter of about 50 mm were then bored out of the two-unit test specimens in direction of the unitheight, on which centric tensile bond tests were carried out after accelerated ageing in a climatic chamber at 50 °C and 80 % relative humidity. Steel stamps were bonded to the load introduction surfaces of the cylinders with the two-component adhesive Akepox at least 24 hours prior to carrying out the tensile bond tests. The connection to the testing machine was done articulated. The chosen setup for carrying out the tests is shown in Figure 14. The load was applied in a displacement-controlled way.

A survey of the test results is illustrated in Figure 15.

Shown are the mean values of test series as well as the scattering of the single tests.

As shown in Figure 15, the tests were able to show that the accelerated ageing has no negative influence on the level of the tensile bond strength values.

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Zur Einschätzung des Langzeitverhaltens des Klebstoffs wurden im Rahmen von [17] bereits diverse Untersuchungen durchgeführt. Im Einzelnen waren dies Versuchsreihen zur Alterungsbeständigkeit, Wechselklimabeständigkeit und zur Hydrolysebeständigkeit des Klebstoffs sowie Dauerstandversuche zur Biegezugfestigkeit senkrecht zur Lagerfuge. Unabhängig davon wurden im Rahmen des Zulassungverfahrens zusätzliche Untersuchungen zur Überprüfung der Dauerhaftigkeit des 2K-PUR-Klebstoffs am ibac durchgeführt, die nachfolgend beschrieben werden.

Hierfür wurden insgesamt vier Versuchsserien à jeweils fünf 2-Steinkörper nach DIN 18555-5 [16] in einem Fertigteilwerk in Österreich hergestellt. Anschließend wurden aus den 2-Steinkörpern Zylinder mit einem Durchmesser von ca. 50 mm in Richtung Steinhöhe ausgebohrt, an denen nach einer beschleunigten Alterung in einer Klimakammer bei 50 °C und 80 % relativer Luftfeuchte zentrische Haftzugversuche durchgeführt wurden.

Mindestens 24 h vor Durchführung der Haftzugversuche wurden auf die Lasteinleitungsflächen der Zylinder Stahlstempel mit dem Zweikomponenten-Kleber Akepox geklebt. Der Anschluss an die Prüfmaschine erfolgte gelenkig. Der für die Versuchsdurchführung gewählte Versuchsaufbau ist in Bild 14 dargestellt. Die Belastung erfolgte weggeregelt.

Eine Übersicht der Untersuchungsergebnisse ist in Bild 15 dargestellt. Gezeigt sind die Mittelwerte der Haftzugfestigkeit sowie die Streubreite der einzelnen Versuche.

Wie in Bild 15 zu erkennen, konnte durch die Versuche kein negativer Einfluss der beschleunigten Alterung auf die Höhe der Haftzugfestigkeitswerte gezeigt werden.

2.4 Untersuchungen an Wandprüfkörpern 2.4.1 Allgemeines Die Festigkeitseigenschaften des Mauerwerks wurden in Großversuchen an Wandprüfkörpern bestimmt, da diese in jedem Fall für die Angabe von charakteristischen Festigkeitswerten (Druck, Biegung, Schub) in der angestrebten bauaufsichtlichen Zulassung benötigt werden.

Zunächst wurden Druckversuche an geschosshohen Mauerwerkwänden nach DIN EN 1052-1 [18] mit den in Abschnitt 2.2.1 aufgeführten Hochlochziegeln in Kombination mit 2K-PUR-Klebstoff und mit Dünnbettmörtel durchgeführt. Zusätzlich wurde bei der ersten Steinart [1] eine Versuchsserie als Trockenmauerwerk hergestellt. Die Herstellung der Wände mit 2K-PUR-Klebstoff erfolgte im

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2.4 Tests on wall specimens 2.4.1 General The strength properties of masonry were determined in large-scale tests on wall specimens, since these are needed in any case to specify characteristic strength values (compressive strenght, flexural strength and shear strength) in the technical approval sought.

Initially, compressive tests were carried out on storey-high masonry walls according to DIN EN 1052-1 [18] with the hollow clay units listed in section 2.2.1 in combination with 2C-PUR adhesive and with thin layer mortar.

In addition, a test series was manufactured as dry masonry with the first unit type [1]. The manufacturing of the walls with 2C-PUR adhesive took place at the prefabrication plant. The test specimens with thin layer mortar and the dry masonry mentioned earlier were manufactured at ibac.

The masonry compressive tests are described in more detail in section 2.4.2.

The load-bearing capacity of the masonry under flexural load was determined by flexural tests parallel and perpendicular to the bed joint on small walls in accordance with DIN EN 1052-2 [19]. Solely the first type of unit [1] was used in this instance. The tests on the flexural load bearing capacity are explained in section 2.4.3.

Furthermore, tests on the shear load bearing behaviour were required in order to create the necessary basis for specifying the characteristic values of shear strength. To this end, two storey-high masonry walls (2.50 m long and high) of hollow clay units according to [1] were manufactured in combination with the 2C-PUR adhesive at the prefabrication plant and then transported to Aachen, where they were tested according to the unified test procedure of the DIBt with a low and a high load. The shear tests are described in detail in section 2.4.4.

Fertigteilwerk. Die Prüfkörper mit Dünnbettmörtel und die zuvor erwähnten trocken aufgemauerten Wände wurden am ibac hergestellt. Die Untersuchungen zur Drucktragfähigkeit sind in Abschnitt 2.4.2 näher beschrieben.

Die Tragfähigkeit des Mauerwerks unter Biegebeanspruchung wurde mithilfe von Biegezugversuchen parallel und senkrecht zur Lagerfuge an kleinen Wänden in Anlehnung an DIN EN 1052-2 [19] bestimmt. Hierbei kam ausschließlich die erste Steinart [1] zum Einsatz. Die Untersuchungen zur Biegetragfähigkeit sind in Abschnitt 2.4.3 erläutert.

Weiterhin waren Untersuchungen zum Schubtragverhalten gefordert, um die für eine Festlegung von charakteristischen Werten der Schubfestigkeit erforderliche Grundlage zu schaffen. Hierfür wurden zwei geschosshohe, 2,50 m lange und hohe Mauerwerkwände mit Hochlochziegeln nach [1] in Kombination mit dem 2K-PUR-Klebstoff im Fertigteilwerk hergestellt, anschließend nach Aachen transportiert und dort nach dem vereinheitlichten Prüfverfahren des DIBt mit geringer und mit hoher Auflast geprüft. Die Untersuchungen zur Schubtragfähigkeit sind in Abschnitt 2.4.4 detailliert beschrieben.

2.4.2 Mauerwerkdruckfestigkeit Zur Bestimmung der Spannungs-Dehnungslinien unter Druckbeanspruchung wurden Druckversuche an geschosshohen Mauerwerkwänden nach DIN EN 1052-1 [18] durchgeführt. Tabelle 1 gibt einen Überblick über die verschiedenen Versuchsserien zur Bestimmung der Spannungs-Dehnungslinien unter Druckbeanspruchung.

Die einzelnen Schritte bei der Herstellung der geschosshohen Mauerwerkwände mit 2K-PUR-Klebstoff im Fertigteilwerk sind beispielhaft in Bild 16 dargestellt.

Table 1. Masonry compressive strength tests according to DIN EN 1052-1, test series Tabelle 1. Zentrische Druckversuche an Wänden nach DIN EN 1052-1, Versuchsserien Series no. / Serie Nr.

Masonry unit / Mauerstein

Execution of bed joints / Ausführung der Lagerfugen PU2)

1

×

2

×1)

3

Hollow clay unit acc. to [1] / Ziegel nach [1]

TLM3)

6 7 8 1) 2)

DM4) Manufacturing in the Netherlands / Herstellung in den Niederlanden

× ×

4 5

Hollow clay unit acc. to [2] / Ziegel nach [2]

Hollow clay unit acc. to [3] / Ziegel nach [3]

Remarks / Bemerkungen

Manufacturing at ibac / Herstellung im ibac Manufacturing in Austria / Herstellung in Österreich

× ×

Manufacturing at ibac / Herstellung im ibac Manufacturing in Belgium / Herstellung in Belgien

× ×

Manufacturing at ibac / Herstellung im ibac

with factory-drilled vertical holes for the transport system / mit im Werk eingebrachten vertikalen Bohrungen für das Transportsystem 2C-PUR adhesive / 2K-PUR-Klebstoff, 3) Thin layer mortar / Dünnbettmörtel, 4) Dry masonry / Trockenmauerwerk

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2.4.2 Masonry compressive strength To determine the stress-strain curves under compressive load, compressive tests were carried out on storey-high masonry walls according to DIN EN 1052-1 [18]. Table 1 gives a survey of the different test series for determining the stress-strain curves under compressive load.

The single steps in the manufacturing of storey-high masonry walls with 2C-PUR adhesive at the prefabrication plant are shown as an example in Figure 16.

A few days after manufacturing, the wall test specimens were transported to ibac on special low loaders, where finally the masonry compressive strength was determined according to DIN EN 1052-1 [18]. Two vertical measurement sections of around 750 mm in length were placed on each side of the test specimens to determine the stress-strain curves in the compression test. Before testing the masonry compressive strength, a thin layer of cement mortar was first applied manually to the upper side of the test specimens to prevent moisture being sucked out of the gypsum adjustment layer too quickly. After the cement mortar has cured, the actual adjustment of the load introduction surfaces with gypsum is done in the test machine.

Einige Tage nach der Herstellung wurden die Wandprüfkörper auf speziellen Tiefladern zum ibac transportiert, wo schließlich die Druckfestigkeit der Wände nach DIN EN 1052-1 [18] bestimmt wurde. An den Wandprüfkörpern wurden auf den Seitenflächen je zwei vertikale Messstrecken von rd. 750 mm Messlänge zur Bestimmung der Spannungs-Dehnungslinien im Druckversuch angebracht. Vor der Prüfung der Mauerwerkdruckfestigkeit wurde die Oberseite der Wandprüfkörper zunächst händisch mit einer dünnen Schicht Zementmörtel versehen, um ein zu schnelles Absaugen des Wassers aus der GipsAbgleichschicht zu verhindern. Nach dem Erhärten des Zementmörtels erfolgte das eigentliche Abgleichen der Lasteinleitungsflächen mit Gips in der Prüfmaschine. Die abgeglichenen Wandprüfkörper wurden in einem Alter von mindestens 7 Tagen in die Prüfeinrichtung eingebaut und die Vertikallast zentrisch aufgebracht. Bild 17 zeigt beispielhaft einen in die Druck-Prüfmaschine eingebauten Wandprüfkörper.

Die Druckversuche wurden grundsätzlich kraftgeregelt durchgeführt. Die Mauerwerkwände wurden mit einer konstanten Geschwindigkeit belastet, so dass die Höchstlast nach ca. 5 Minuten erreicht wurde. An den

Fig. 16. Masonry compressive strength tests according to DIN EN 1052-1, manufacturing of test walls Bild 16. Zentrische Druckversuche an Wänden nach DIN EN 1052-1, Herstellung der Wandprüfkörper

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At an age of at least 7 days, the adjusted test specimens were installed in the testing device and the vertical load was applied centrically. Figure 17 shows an example of a wall test specimen installed in the testing machine.

The compressive tests were generally carried out in a force-controlled manner. The masonry walls were loaded at a constant rate so that the maximum load was achieved after approximately 5 minutes. The stress-strain curves were determined on each of the masonry walls until the maximum load was reached. The longitudinal deformations were measured with inductive displacement transducers W10.

The deformations, the piston travel and the applied load were continuously recorded with a measuring computer.

The results of the compressive tests on the storey-high masonry walls according to DIN EN 1052-1 [18] are summarised in Table 2.

The test series show that there is no major difference in the compressive strength between dry- and PUR adhesive masonry (series 1, 2 and 4) and in comparison thin layer mortar masonry achieves 50–70 % higher values (series 3 and 6). Solely for the internal wall clay unit according to [3] a factor of 1.16 arises (TLM/PUR). This can be attributed to greater sensitivity of the relatively robust unit to stress peaks, which thin layer mortar is able to even out.

2.4.3 Masonry flexural tensile strength The flexural tensile strength parallel and perpendicular to the bed joint was determined on small masonry walls in dependence on DIN EN 1052-2 [19]. For both test directions, three test specimens each of the first unit type (hollow clay unit according to [1]) in combination with 2C-PUR adhesive and thin layer mortar respectively, were manufac-

Fig. 17. Masonry compressive strength tests according to DIN EN 1052-1, test specimen and test setup Bild 17. Zentrische Druckversuche an Wänden nach DIN EN 1052-1, Prüfkörper und Versuchsaufbau

Prüfkörpern wurden jeweils die Spannungs-Dehnungslinien bis zur Bruchlast ermittelt. Die Längsverformungen wurden mit induktiven Wegaufnehmern W10 gemessen.

Die Verformungen, der Kolbenweg und die aufgebrachte Last wurden mit einem Messrechner kontinuierlich registriert.

Die Untersuchungsergebnisse der Druckversuche an den geschosshohen Mauerwerkwänden nach DIN EN 1052-1 [18] enthält Tabelle 2.

Die Versuchsserien zeigen, dass zwischen Trockenund PUR-Mauerwerk kein großer Unterschied in der

Table 2. Masonry compressive strength tests according to DIN EN 1052-1, test results (mean values) Tabelle 2. Zentrische Druckversuche an Wänden nach DIN EN 1052-1, Ergebnisse (Mittelwerte) Series no. / Serie Nr.

Description / Beschreibung

fmean / βD,mw

εl,33 / εl,33,mw

N/mm2

1) 2)

εl,66 / εl,66,mw

εl,u / εl,u,mw

Ec,33 / ED,33 N/mm2

mm/m

1

Hollow clay unit acc. to [1] with 2C-PUR / Hochlochziegel nach [1] mit 2K-PUR

2.3

0.53

0.89

1.28

1426

2

Hollow clay unit acc. to [1] with 2C-PUR1) / Hochlochziegel nach [1] mit 2K-PUR1)

2.4

0.44

0.82

0.87

1779

3

Hollow clay unit acc. to [1] with TLM / Hochlochziegel nach [1] mit DM

3.7

0.33

0.71

1.24

3654

4

Hollow clay unit acc. to [1] dry2) / Hochlochziegel nach [1] trocken2)

2.2

0.55

0.86

1.20

1318

5

Hollow clay unit acc. to [2] with 2C-PUR / Hochlochziegel nach [2] mit 2K-PUR

2.6

0.46

1.00

1.47

1848

6

Hollow clay unit acc. to [2] with TLM / Hochlochziegel nach [2] mit DM

4.5

0.41

0.88

1.51

3681

7

Hollow clay unit acc. to [3] with 2C-PUR / Hochlochziegel nach [3] mit 2K-PUR

6.8

0.67

1.14

1.65

3378

8

Hollow clay unit acc. to [3] with TLM / Hochlochziegel nach [3] mit DM

7.9

0.39

1.28

2.19

6782

with factory-drilled vertical holes for the transport system and fabric insert in the lowest bed joint / mit im Werk eingebrachten vertikalen Bohrungen für das Transportsystem und Gewebeeinlage in der untersten Lagerfuge Dry masonry / Trockenmauerwerk

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tured and tested. The wall specimens bonded with 2C-PUR adhesive were manufactured in the client’s production hall in the Netherlands. The reference wall specimens with thin layer mortar were manufactured at the Institute of Building Materials Research in Aachen (ibac).

The test specimens for determining the flexural tensile strength parallel to the bed joint were manufactured with an overlap dimension o = 0.4 × h = 100 mm (where h = unit height). With the test specimens for determining the flexural tensile strength perpendicular to the bed joint, the overlap dimension was o = 0.5 × l = 122.5 mm (where l = unit length).

The wall specimens and test setup used for determining the flexural tensile strength for both loading directions are shown by way of example in Figures 18 and 19. The dimensions of the test specimens were chosen for both test directions such that adequate flexural slenderness of the walls (flexural tensile strength parallel to the bed joint: λ = lS/d = 5.2 and flexural tensile strength perpendicular to the bed joint: λ = 6.2) was guaranteed.

The masonry specimens were loaded in a deformation-controlled way via the piston travel. The loading rate was chosen such that the maximum load was reached after

Fig. 18. Flexural tests parallel to the bed joint on small masonry walls according to DIN EN 1052-2, test specimen and test setup Bild 18. Biegezugversuche parallel zur Lagerfuge an Wänden nach DIN EN 1052-2, Prüfkörper und Versuchsaufbau

16

Druckfestigkeit besteht (Serien 1, 2 und 4) und Dünnbettmauerwerk im Vergleich um 50 bis 70 % (Serien 3 und 6) höhere Werte erreicht. Lediglich für den Innenwandziegel nach [3] ergibt sich ein Faktor von 1,16 (DM/ PUR). Zurückzuführen ist dies auf eine größere Unempfindlichkeit des relativ robusten Ziegels gegen Spannungsspitzen, die vom Dünnbettmörtel ausgeglichen werden.

2.4.3 Biegezugfestigkeit Die Biegezugfestigkeit parallel und senkrecht zur Lagerfuge wurde an kleinen Mauerwerkwänden in Anlehnung an DIN EN 1052-2 [19] bestimmt. Für beide Prüfrichtungen wurden jeweils drei Prüfkörper mit der ersten Steinart (Hochlochziegel nach [1]) in Kombination mit dem 2KPUR-Klebstoff und drei Prüfkörper mit den gleichen Steinen in Kombination mit Dünnbettmörtel hergestellt und geprüft. Die Herstellung der Biegezugwände mit 2K-PURKlebstoff erfolgte in der Produktionshalle des Auftraggebers in den Niederlanden. Die Referenzwände mit Dünnbettmörtel wurden am Institut für Bauforschung Aachen (ibac) hergestellt.

Fig. 19. Flexural tests perpendicular to the bed joint on masonry walls according to DIN EN 1052-2, test specimen and test setup Bild 19. Biegezugversuche senkrecht zur Lagerfuge an Wänden nach DIN EN 1052-2, Prüfkörper und Versuchsaufbau

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W. Brameshuber/M. Graubohm · Vorgefertigte Mauertafeln mit 2K-Polyurethanklebstoff Load F in kN / Kraft F in kN

2C-PUR adhesive / 2K-PUR-Klebstoff Thin layer mortar / Dünnbettmörtel

Deflection f in mm / Durchbiegung f in mm

Fig. 20. Flexural tests parallel to the bed joint according to DIN EN 1052-2, load-deflection curves Bild 20. Biegezugversuche parallel zur Lagerfuge nach DIN EN 1052-2, Last-Durchbiegungskurven

about 10 to 15 minutes. During the tests, the central wall deflection at the top and bottom edge (testing of flexural tensile strength parallel to the bed joint) and lateral edges respectively (testing of flexural tensile strength perpendicular to the bed joint) was measured by inductive displacement transducers W10. Here, the bench marks of the measuring device were mounted onto the wall so that a correction of the global displacement of the wall has not to be considered at the evaluation.

The results of the flexural tests parallel to the bed joint are summarised in Table 3. The associated load deflection curves are shown in Figure 20.

The mean value of the flexural tensile strength parallel to the bed joint for the test series manufactured with 2C-PUR adhesive was fmean,pa,PU = 0.09 N/mm2. The reference series with conventional thin layer mortar achieved a mean value of fmean,pa,TLM = 0.10 N/mm2.

Without exception, the failure of the test walls bonded both with 2C-PUR adhesive and with thin layer mortar occurred in the unit region, whereby a distinction must be drawn between two different types of failure. With the walls bonded with 2C-PUR adhesive, a compressive failure occurred in the support region of two of the three walls tested due to the filigree perforation pattern of the hollow clay unit used. The failure of the other test specimens (wall 2 with PU and walls 1 to 3 with thin layer mortar) was due to the unit’s flexural tensile strength being exceeded. For this reason, the stated mean value fmean,pa,PU = 0.09 N/mm2 for the series with 2C-PUR adhesive is to be viewed as a bottom value. For the loading parallel to the bed joint, the

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).

Die Wandprüfkörper und der verwendete Versuchsaufbau zur Bestimmung der Biegezugfestigkeit sind für beide Beanspruchungsrichtungen in den Bildern 18 und 19 beispielhaft dargestellt. 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 erfolgte verformungsgeregelt über den Kolbenvorschub. Die Belastungsgeschwindigkeit wurde dabei so eingestellt, dass die Maximallast nach rd. 10 bis 15 min erreicht wurde. Während der Versuchsdurchführung wurde die Wandmittendurchbiegung am oberen und unteren Rand (Prüfung der Biegezugfestigkeit parallel zur Lagerfuge) bzw. an den seitlichen Rändern (Prüfung der Biegezugfestigkeit senkrecht 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 Untersuchungsergebnisse der Biegezugversuche parallel zur Lagerfuge sind Tabelle 3 zusammengefasst. Die zugehörigen Last-Durchbiegungslinien sind in Bild 20 dargestellt.

Der Mittelwert der Biegezugfestigkeit parallel zur Lagerfuge der mit 2K-PUR-Klebstoff hergestellten Versuchsserie betrug βBZ,p = 0,09 N/mm2. Die Referenzserie mit dem herkömmlichen Dünnbettmörtel erreichte einen Mittelwert βBZ,p = 0,10 N/mm2.

Das Versagen der Prüfkörper erfolgte sowohl bei den Wänden mit 2K-PUR-Klebstoff als auch bei den Wänden mit Dünnbettmörtel ausnahmslos im Steinbereich, wobei hier unter-schieden werden muss zwischen zwei unterschiedlichen Versagensarten. Bei den Wänden mit 2KPUR-Klebstoff kam es bei zwei der drei untersuchten Wände infolge des filigranen Lochbildes des verwendeten Hochlochziegels zu einem Druckversagen im Auflagerbereich. Das Versagen der übrigen Prüfkörper (Wand 2 mit PU und Wände 1 bis 3 mit Dünnbettmörtel) erfolgte durch Überschreiten der Steinbiegezugfestigkeit. Aus diesem Grunde ist der bei der Serie mit 2K-PUR-Klebstoff angegebene Mittelwert βBZ,p = 0,09 N/mm2 als unterer Wert an-

Table 3. Flexural tests parallel to the bed joint according to DIN EN 1052-2, test results (mean values) Tabelle 3. Biegezugversuche parallel zur Lagerfuge nach DIN EN 1052-2, Ergebnisse (Mittelwerte) Series no. / Serie Nr.

Description / Beschreibung

Fmax

fmean,pa / βBZ,p

f1)

kN

N/mm2

mm

1

Hollow clay unit acc. to [1] with 2C-PUR adhesive / Ziegel nach [1] mit 2K-PUR-Klebstoff

8.0

0.09

0.94

2

Hollow clay unit acc. to [1] with thin-bed mortar / Ziegel nach [1] mit Dünnbettmörtel

8.8

0.10

0.57

1) Deflection at Fmax / Durchbiegung bei Fmax

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W. Brameshuber/M. Graubohm · Prefabricated masonry panel system with two-component polyurethane adhesive Load F in kN / Kraft F in kN

2C-PUR adhesive / 2K-PUR-Klebstoff Thin layer mortar / Dünnbettmörtel

Deflection f in mm / Durchbiegung f in mm

Fig. 21. Flexural tests perpendicular to the bed joint according to DIN EN 1052-2, load-deflection curves Bild 21. Biegezugversuche senkrecht zur Lagerfuge nach DIN EN 1052-2, Last-Durchbiegungskurven

test walls bonded with 2C-PUR adhesive thus yielded flexural tensile strength values comparable to the reference series.

From figures 5 and 6 we obtain an adhesive shear strength of approximately 0.2 N/mm2. Taking into account a test specimen’s influence on the actual value of adhesive shear strength of 2 [20], we would get a flexural tensile strength of 0.16 N/mm² if the overlap dimension is 0.4.

The influence of thickness [21] can be neglected for the unit material, which means that, in view of the fact that the head joints are unmortared, there is a good correspondence between the experimental flexural tensile strength and that computed from the adhesive shear strength.

The results of the flexural tests perpendicular to the bed joint are shown in Table 4. The determined load deflection curves are shown in Figure 21.

The mean value of the flexural tensile strength perpendicular to the bed joint for the test series manufactured with 2C-PUR adhesive was fmean,pe,PU = 0.24 N/mm2. For loading perpendicular to the bed joint, the reference series with conventional thin layer mortar achieved a lower mean value (fmean,pe,TLM = 0.16 N/mm2). The required value of Eurocode EC 6/NA [15] is fulfilled.

The test walls bonded both with 2C-PUR adhesive and with thin layer mortar failed chiefly due to exceeding the bond strength (flexural tensile bond strength) between the unit and 2C-PUR adhesive and thin layer mortar respectively. Only in one case – as previously in flexural tests parallel to the bed joint – a compressive failure of the hollow clay unit did occur at the upper support.

zusehen. Für die Beanspruchung parallel zur Lagerfuge ergaben somit die Wandprüfkörper mit dem 2K-PUR-Klebstoff gleichwertige Biegezugfestigkeitswerte im Vergleich zu der Referenzserie.

Aus den Bildern 5 und 6 ergibt sich eine Haftscherfestigkeit von ca. 0,2 N/mm2. Unter Berücksichtigung eines Prüfkörpereinflusses auf den tatsächlichen Wert der Haftscherfestigkeit von 2 [20] ergäbe sich bei einem Überbindemaß von 0,4 eine Biegezugfestigkeit von 0,16 N/mm2. Der Dickeneinfluss [21] kann für das Steinmaterial vernachlässigt werden, so dass unter Berücksichtigung der Tatsache, dass die Stoßfugen unvermörtelt sind, eine gute Übereinstimmung zwischen aus der Haftscherfestigkeit berechneten und der experimentellen Biegezugfestigkeit besteht.

Die Untersuchungsergebnisse der Biegezugversuche senkrecht zur Lagerfuge sind in Tabelle 4 enthalten. Die bestimmten Last-Durchbiegungslinien sind in Bild 21 dargestellt.

Der Mittelwert der Biegezugfestigkeit senkrecht zur Lagerfuge betrug bei der mit 2K-PUR-Klebstoff hergestellten Versuchsserie βBZ,s = 0,24 N/mm2. Die Referenzserie mit dem herkömmlichen Dünnbettmörtel erzielte bei der Beanspruchung senkrecht zur Lagerfuge einen niedrigeren Mittelwert (βBZ,s = 0,16 N/mm2). Der Anforderungswert des EC 6/NA [15] wird erfüllt.

Das Versagen der Prüfkörper erfolgte bei den Wänden mit 2K-PUR-Klebstoff und auch bei den Wänden mit Dünnbettmörtel überwiegend durch Überschreiten der Verbundfestigkeit (Biegehaftzugfestigkeit) zwischen Stein und 2K-PUR-Klebstoff bzw. Dünnbettmörtel. Nur in einem Fall kam es – wie auch schon bei den Biegezugversuchen parallel zur Lagerfuge – zu einem Druckversagen der Hochlochziegel am oberen Auflager.

Die experimentell ermittelte Biegezugfestigkeit senkrecht zur Lagerfuge stimmt sehr gut mit der Haftzugfestigkeit gemäß Bild 11 überein, einen gewissen Dickeneinfluss vorausgesetzt.

2.4.4 Schubfestigkeit Die Untersuchung des Schubtragverhaltens erfolgte an geschosshohen, 2,50 m langen Wandprüfkörpern aus Hochlochziegeln nach [1] in Kombination mit dem 2K-Polyurethan-Klebstoff nach dem vereinheitlichten Prüfverfahren des DIBt, um die für eine Festlegung von charakteristischen Werten der Schubfestigkeit erforderliche Grundlage zu schaffen. Die Schubprüfung wurde unter einer konstanten, vertikalen Auflast von σv = 0,1 · σ0 = 0,035 N/mm2

Table 4. Flexural tests perpendicular to the bed joint according to DIN EN 1052-2, test results (mean values) Tabelle 4. Biegezugversuche senkrecht zur Lagerfuge nach DIN EN 1052-2, Ergebnisse (Mittelwerte) Description / Beschreibung

Fmax

fmean,pe / βBZ,s

f1)

kN

N/mm2

mm

1

Hollow clay unit acc. to [1] with 2C-PUR adhesive / Ziegel nach [1] mit 2K-PUR-Klebstoff

20.7

0.24

0.43

2

Hollow clay unit acc. to [1] with thin-bed mortar / Ziegel nach [1] mit Dünnbettmörtel

14.1

0.16

0.29

Series no. / Serie Nr.

1)

18

Deflection at Fmax / Durchbiegung bei Fmax

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The experimentally determined flexural tensile strength perpendicular to the bed joint matches the adhesive tensile strength shown in Figure 11 very well, subject to some influence by thickness.

2.4.4 Masonry shear strength The shear strength behaviour was tested according to the unified test procedure of the DIBt on storey-high, 2.50 m long wall specimens made of hollow clay units according to [1] bonded with 2C-PUR adhesive, in order to create the necessary basis for specifying the characteristic values of shear strength. The shear test was carried out under a constant, vertical load of σv = 0.1 · σ0 = 0.035 N/mm2 (wall 1) and σv = 1.2 · σ0 = 0.420 N/mm2 (wall 2). Owing to the considerable effort in manufacturing, preparing and testing the shear walls, only a single test specimen was manufactured and tested for each stage of loading. Previous tests have shown that the scattering of these tests is usually relatively low.

The test specimens for the shear tests were manufactured at the prefabrication plant in Austria. Since tensile failure of the units in the load introduction corners could not be ruled out, the corner units were filled with polyurethane to strengthen before the wall was manufactured and positioned accordingly during the manufacturing process.

The overlap dimension was 0.5 · l, as is also envisaged as per plans in the manufacturing of the prefabricated walls.

After manufacturing, water-jet saws were used to cut the walls to the required length of around 2500 mm. The walls were then transported to ibac.

In Aachen the prefabricated masonry walls were placed into a layer of epoxy resin mortar on a reinforced concrete ground beam aligned beforehand on the floor.

After the layer of epoxy resin had cured, the wall specimens were lifted onto the lower part of the testing device and aligned. Full-surface transmission of force was ensured by a thin levelling layer of gypsum between the ground beam and lower steel plate. A thin levelling layer of gypsum was also applied to the top side of the head beam and the upper steel girder was fitted with locked steel rollers.

The cut surfaces on the front faces of the wall specimens were first cleaned and primed with the epoxy resin mix and sanded down. Owing to the filigree perforation structure and tongue and groove system, all of the openings and recesses on the front faces also had to be closed off with epoxy resin mortar, so that the epoxy resin mix did not fill and stiffen the shear wall when the lateral beam was attached. The lateral reinforced concrete beams were placed onto steel angle-pieces that had been mounted onto the sides of the ground beam beforehand. Diagonal and horizontal threaded rods secured to the third points of the lateral beams were used to secure and align the latter to the head beam and against one another. The gaps between the lateral beams and brickwork were sealed at the vertical edges and at the bottom edge with a PU-based sealing compound.

After the sealing compound had cured and up until the end of the shear test, the walls were loaded with the predefined constant load perpendicular to the bed joints.

The gaps between the lateral beams and brickwork were then grouted with thickened epoxy resin. Prior to the test,

(Wand 1) bzw. σv = 1,2 · σ0 = 0,420 N/mm2 (Wand 2) durchgeführt. Aufgrund des hohen Aufwandes bei der Herstellung, Vorbereitung und Prüfung der Schubwände wurde für jede Auflaststufe jeweils nur ein Prüfkörper hergestellt und geprüft. Bisherige Untersuchungen haben gezeigt, dass der Streubereich dieser Versuche i. d. R. verhältnismäßig gering ist.

Die Herstellung der Prüfkörper für die Schubversuche erfolgte im Fertigteilwerk in Österreich. Da Steinzugversagen in den Lasteinleitungsecken nicht auszuschließen war, wurden die Ecksteine im Vorfeld der Wandherstellung zur Verstärkung mit Polyurethan verfüllt und während des Herstellvorgangs entsprechend positioniert.

Das Überbindemaß betrug 0,5 · l, wie dies auch planmäßig bei der Erstellung der Fertigteilwände vorgesehen ist.

Nach der Herstellung wurden die Wände mittels Wasserstrahlsägen auf die erforderliche Länge von rd. 2500 mm zugeschnitten. Anschließend erfolgte der Transport der Wände zum ibac.

In Aachen wurden die Fertigteilwände in eine Schicht Epoxidharzmörtel auf die vorab auf dem Hallenboden ausgerichteten Stahlbeton-Grundbalken aufgesetzt. Nach Erhärten der Epoxidharzschicht wurden die Wände auf den unteren Teil der Prüfeinrichtung gehoben und ausgerichtet.

Die vollflächige Kraftübertragung wurde durch eine dünne Ausgleichsschicht aus Gips zwischen Grundbalken und unterer Stahlplatte gewährleistet. Auf die Oberseite des Kopfbalkens wurde ebenfalls eine dünne Ausgleichsschicht aus Gips aufgetragen und der obere Stahlträger mit gesicherten Stahlrollen aufgelegt. Die Schnittflächen an den Stirnseiten der Mauerwerkprüfkörper wurden zunächst gesäubert und mit dem Epoxidharzgemisch grundiert und abgesandet. Aufgrund der filigranen Lochstruktur und des Nut-Feder-Systems mussten alle Öffnungen bzw. Vertiefungen auf den Stirnseitenflächen ebenfalls mit dem Epoxidharzmörtel geschlossen werden, damit nicht beim Anbringen der Seitenbalken das Epoxidharzgemisch die Schubwand verfüllt und aussteift. Die seitlichen Stahlbetonbalken wurden auf Stahlwinkel aufgesetzt, die zuvor seitlich an die Grundbalken montiert worden waren. Mit Hilfe diagonaler und horizontaler Gewindestangen, die an den Drittelspunkten der Seitenbalken befestigt waren, wurden die Seitenbalken an dem Kopfbalken und gegeneinander gesichert und ausgerichtet. Die Fugen zwischen den Seitenbalken und dem Mauerwerk wurden an den vertikalen Rändern sowie am unteren Rand mit einer Dichtungsmasse auf PU-Basis abgedichtet.

Die Wände wurden nach dem Aushärten der Dichtungsmasse bis zum Abschluss der Schubprüfung mit der zuvor festgelegten, konstanten Auflast senkrecht zu den Lagerfugen bis zum Ende der Schubprüfung belastet. Die Fugen zwischen Seitenbalken und Mauerwerk wurden dann mit angedicktem Epoxidharz vergossen. Vor der Prüfung wurden die Gewindestangen zur Ausrichtung der Seitenbalken gelöst und die Schubbelastungseinrichtung angebracht. Anschließend wurde die Sicherung der Rollenlager entfernt. Die diagonalen Gewindestangen der Lasteinleitungsvorrichtung sind nach der Montage leicht vorgespannt. Bei der Prüfung wurde eine geringe Vorlast (rd. 2 bis 5 kN) mit dem Lasteinleitungskolben aufgebracht und die zur Montage der Versuchseinrichtung angezogenen Muttern gelöst.

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the threaded rods for alignment of the lateral beams were released and the shear loading device was attached. Next, the roller bearing lock was removed. The diagonal threaded rods of the load introduction device are gently pre-tensioned after installation. In the test, a slight preload (around 2 to 5 kN) was applied by the load introduction piston and the nuts tightened to install the testing device were released.

Figure 22 shows a test wall after attachment of the shear loading device.

The shear load was continually increased until fracture. Inductive displacement transducers were used to record deformation measurements in the unit and joint regions and in the direction of the main compressive and tensile stresses in the masonry on both sides of the test specimens.

The tests yielded the highest loads (Fmax) and maximum shear stresses (tmax) shown in Table 5.

The crack pattern after reaching the maximum load is shown for both shear tests in Figure 23. Wall 1 with the lowest load σv = 0.1 · σ0 = 0.035 N/mm2 shows essentially joint failure. With wall 2 (σv = 1.2 · σ0 = 0.420 N/mm2) the cracks ran mainly in the masonry below an angle of around 30° referred to the lateral beam on the load introduction side. This angle deviates slightly from the direction of the main stresses, which with tan(2ϕ0) = 2t/σy is ϕ0 = 21° at fracture, which may be attributed to the anisotropy of the stone.

According to Figure 8, the adhesive shear strength in accordance with DIN EN 1052-3 [14] is around 0.25 N/mm2 with a very low applied load. If one considers that a value of 0.5 N/mm2 [20] would therefore ensue for the actual adhesive shear strength, then a substantial difference is apparent even if one were to make a reduction to one half for unmortared head joints. This would result in a theoretical shear strength of 0.25 N/mm2. The measured shear strength is therefore less than one half. Differences are also to be found in observed inadequacy of the test procedure [22] at joint failure, and elsewhere.

Table 5. Shear tests according to the DIBt test method, test results Tabelle 5. Schubversuche nach dem vereinheitlichten Prüfverfahren des DIBt, Ergebnisse Wall specimen no. / Wand

σv

Fmax

tmax

N/mm2

kN

N/mm2

1

0.035

155.7

0.121

2

0.420

245.6

0.190

Bild 22 zeigt einen Wandprüfkörper nach Anbringen der Schubbelastungseinrichtung.

Die Schubbelastung wurde bis zum Bruch kontinuierlich gesteigert. An beiden Seiten der Prüfkörper wurden Verformungsmessungen im Stein- und Fugenbereich und in Richtung der Hauptdruck- und Hauptzugspannungen im Mauerwerk mit induktiven Wegaufnehmern durchgeführt.

In den Versuchen ergaben sich die in Tabelle 5 dargestellten Höchstlasten Fmax bzw. maximalen Schubspannungen tmax.

Das Rissbild nach Erreichen der Bruchlast ist für beide Schubversuche in Bild 23 dargestellt. Wand 1 mit der niedrigen Auflast σv = 0,1 · σ0 = 0,035 N/mm2 zeigt im Wesentlichen Fugenversagen. Bei Wand 2 (σv = 1,2 · σ0 = 0,420 N/mm2) verliefen die Risse hauptsächlich im Steinbereich unter einem Winkel von rd. 30° bezogen auf den Seitenbalken auf der Lasteinleitungsseite. Dieser Winkel weicht von der Richtung der Hauptspannungen, die mit tan(2ϕ0) = 2t/σy im Bruchzustand ϕ0 = 21° beträgt, geringfügig ab, was auf die Anisotropie der Steine zurückzuführen sein dürfte.

Die Haftscherfestigkeit nach DIN EN 1052-3 [14] beträgt gemäß Bild 8 etwa 0,25 N/mm2 bei sehr geringer Auflast. Berücksichtigt man, dass für die tatsächliche Haftscherfestigkeit sich somit ein Wert von 0,5 N/mm2 ergeben würde [20], so zeigt sich ein erheblicher Unterschied, selbst

Fig. 22. Shear tests according to the DIBt test method, test specimen and test setup Bild 22. Schubversuche nach dem vereinheitlichten Prüfverfahren des DIBt, Prüfkörper und Versuchsaufbau

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wenn man eine Abminderung bei unvermörtelter Stoßfuge auf die Hälfte vornehmen würde. So ergäbe sich eine theoretische Schubfestigkeit von 0,25 N/mm2. Die gemessene Schubfestigkeit beträgt damit weniger als die Hälfte. Unterschiede sind u. a. auch in der bei Fugenversagen beobachteten Unzulänglichkeit des Prüfverfahrens zu suchen [22].

3 Das Elemente-Ziegelfertigteilsystem 3.1 Allgemeines/Geschichte Fig. 23. Shear tests according to the DIBt test method, crack pattern (left: test specimen 1; right: test specimen 2) Bild 23. Schubversuche nach dem vereinheitlichten Prüfverfahren des DIBt, Rissbild (links: Wand 1; rechts: Wand 2)

3 The Redbloc system (prefabricated masonry panel system) 3.1 General/History The Redbloc system technology was developed by clay unit manufacturer Pichler in Wels (Austria) through many years’ collaboration with an American technology company. This technology based on a globally unique dry gluing process has already been used successfully for around ten years in Austria, Russia, Belgium and the Netherlands.

Recently, the first prefabrication plant in Germany was completed by Redbloc Elemente GmbH, a subsidiary of Penzkofer Bau GmbH based in Plattling, in which prefabricated masonry panels can be produced in future by a fully automated process using the patented Redbloc technology.

The single steps in the automated production of the prefabricated masonry panels are presented below by reference to the newly opened Redbloc production plant in Plattling, by way of example.

3.2 Planning the prefabricated masonry panels/ Preparing the technical data The production of the masonry panels is planned and realised entirely in accordance with the customer’s wishes.

Existing architectural plans in all common file formats can be taken over easily and converted for the fully automated

Die Redbloc Fertigteilsystemtechnologie wurde von dem Ziegelhersteller Pichler aus Wels in mehrjähriger Zusammenarbeit mit einem amerikanischen Technologiekonzern entwickelt. Diese auf einem weltweit einmaligen Trockenklebeverfahren basierende Technik wird bereits seit etwa 10 Jahren erfolgreich in Österreich, Russland, Belgien und den Niederlanden eingesetzt.

Vor kurzem wurde nun das erste Fertigteilwerk in Deutschland von der Redbloc Elemente GmbH, einer Tochterfirma der Penzkofer Bau GmbH mit Sitz in Plattling, fertiggestellt, in dem zukünftig vollautomatisiert Ziegelfertigteilwände mit der patentierten Redbloc-Technolgie hergestellt werden können.

Nachfolgend werden die einzelnen Schritte bei der automatisierten Produktion der Ziegelfertigteile anhand der neu eröffneten Redbloc Fertigungsanlage in Plattling beispielhaft vorgestellt.

3.2 Planung der Fertigteile/Aufbereitung der technischen Daten Die Produktion der Mauertafeln wird individuell nach den Vorstellungen des Kunden geplant und umgesetzt. Bestehende Architektenpläne können dabei in allen gängigen Dateiformaten problemlos übernommen und für den vollautomatisierten Herstellungsprozess umgewandelt werden. Hierfür werden die Baupläne zunächst in einer Elementierungssoftware eingelesen (Bild 24) und daraus die für das Bauvorhaben benötigten Fertigteile berechnet. Über eine Datenschnittstelle erfolgt die Übergabe der Element-Abmessungen an die Produktionsanlage inklusive wesentlicher Detailinformationen wie z. B. Lage des Ele-

Fig. 24. Elementing software Bild 24. Elementierungssoftware

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ments im Bauwerk, Aussparungen oder zu verwendender Steintyp. Eine speziell für die Redbloc-Elemente GmbH entwickelte Mauerberechnungssoftware überprüft die übergebenen Daten und ermittelt unter Zuhilfenahme einer Baustoffdatenbank die Aufteilung und Anordnung der jeweiligen Steine innerhalb der Fertigteilwände und berücksichtigt dabei einen optimalen Steinverbauch bei minimalem Verschnitt (Bild 25).

3.3 Produktion

Fig. 25. Computer-operated arrangement of the units Bild 25. Anordnung der Steine mittels Mauerberechnungssoftware

manufacturing process. In this case the construction plans are first read into the elementing software (Figure 24) and the prefabricated parts required for the building project are calculated.

The dimensions of the masonry panels are transferred to the production plant via a data interface, including essential details such as the position of the masonry panel in the structure, openings and type of unit to be used. Masonry calculation software developed specifically for Redbloc Elemente GmbH validates the transferred data and, with the aid of a materials database, determines the division and arrangement of the respective units within the prefabricated masonry panels. When doing so, it aims for optimal usage of units with minimal cutting (Figure 25).

3.3 Production On the basis of the calculated data of the panels, the clay units are supplied via two robots to the fully automated production line. One robot takes the units from the pallet with a gripper and loads the production line (Figure 26). A second robot loads the saw and feeds the cut pieces to the production line.

The masonry units are placed onto the production line in accordance with the calculation. Once all of the units for a layer are complete except the last one, they are aligned and the length of the masonry panel is measured. Based on the actual value measured, the difference from the prede-

Auf Basis der berechneten Daten der Elemente werden die Mauerziegel mittels zweier Roboter der vollautomatischen Fertigungsstraße zugeführt. Ein Roboter entnimmt mit einem Greifer die Steine von der Palette und beschickt die Fertigungslinie (Bild 26). Ein weiterer Roboter beschickt die Säge und führt die Schnittstücke der Fertigungsstraße zu.

Die Steine werden gemäß Berechnung auf der Fertigungsstraße aufgelegt. Nachdem alle Steine einer Lage mit Ausnahme des letzten Steins komplett sind, werden sie ausgerichtet und die Länge des Wandelements vermessen.

Basierend auf dem gemessenen Ist-Wert wird mit dem letzten zuzuschneidenden Stein, dem sogenannten „PassStein“, die Differenz zum vorgegebenen exakten Wandmaß ausgeglichen. Der Pass-Stein wird im weiteren Verlauf so in die Wand eingefügt, dass die gesägte Seite nicht sichtbar ist und das Wandelement grundsätzlich über die gesamte Elementhöhe mit gleichmäßig maßgenauer Nutund Federanordnung abschließt. Weiterhin erfolgt auf der Fertigungsstraße das trockene Bohren der für das Transportsystem erforderlichen Lochungen. Die Software berechnet dabei den genauen Schwerpunkt eines jeden Fertigteils, um ein späteres problemloses Heben mit dem Kran zu gewährleisten. Anschließend werden die Oberflächen der Mauersteine gründlich mit einer automatischen Rollenbürste abgekehrt, um lose Teile und Staubschichten zu entfernen.

Am Ende der Fertigungsstraße werden die Steinlagen erneut ausgerichtet und durch einen Lagengreifer auf die Fertigungspalette gesetzt. An den von der Software unter Berücksichtigung der Vorgaben in der Zulassung berechneten Positionen werden die für Transport und Montage erforderlichen Bewehrungsstreifen aus Kohlenstoff-Faserbändern auf die Oberflächen der Mauersteine gelegt, ge-

Fig. 26. Unloading the pallet by robot Bild 26. Entstapelung der Steinpaletten mit dem Roboter

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fined exact wall size is balanced out by the last unit to be cut, the fitting unit. The fitting unit is subsequently inserted in the masonry wall in such a way that the sawn side cannot be seen and the masonry panel closes essentially over the entire element height with a uniform exact size tongue and groove arrangement. The dry drilling of the holes required for the transport system is also done on the production line.

For this, the software calculates the exact centre of gravity of each prefabricated part so that subsequent lifting by crane proceeds without any problems. After this the surfaces of the units are thoroughly swept over with an automatic roller brush to remove loose parts and layers of dust.

At the end of the production line, the unit layers are aligned again and placed onto the production pallet by a layer gripper. At the positions calculated by the software and taking account of the stipulations in the approval, the required carbon fibre reinforcing strips for transport and assembly are laid onto the surfaces of the units, tensioned and cropped. After each layer of units is laid, the patented two-component polyurethane adhesive is applied with millimetre precision (Figure 27), the spray head is cleaned automatically and the next layer of units is set down by the layer gripper (Figure 28).

The masonry panels are manufactured basically in the same order that they are put into place at the construction site. Since the adhesive has a very short curing time, the manufactured masonry panels can be moved immediately to the next section of the plant, the sawing centre.

In the sawing centre, precision cuts computed by the masonry calculation software are made to the panels with the aid of diamond wire saw technology (Figure 29). Since this technology has the major advantage of allowing totally dry sawing, no moisture is transferred to the panels, which in turn has a positive effect on construction time. Moreover, contamination of masonry panels that can occur with the otherwise often used wet sawing methods does not arise.

In the final step of production, if required, the masonry walls are fully equipped with special components such as lintels and roller shutter or blind boxes. The panels are ready to be transported as early as one hour after their manufacturing. Automated production makes it possible to manufacture up to 400 m2 of masonry panelsin the prefabrication plant within an eight-hour shift and consign this for transportation to the construction site.

spannt und abgeschnitten. Nach jeder gesetzten Steinlage wird der patentierte 2K-Polyurethan-Klebstoff millimetergenau aufgetragen (Bild 27), der Sprühkopf automatisch gereinigt und die nächste Steinlage mit dem Lagengreifer aufgesetzt (Bild 28).

Die Wandelemente werden grundsätzlich in der Reihenfolge hergestellt, in der sie auch auf der Baustelle versetzt werden. Durch die sehr kurze Aushärtezeit des Klebstoffs können die fertigen Wandelemente sofort in den nachfolgenden Anlagenteil, dem Sägezentrum, umgesetzt werden.

Im Sägezentrum werden an den Elementen die von der Berechnungssoftware berechneten Schnitte präzise mithilfe einer neuen Diamant-Seilsägetechnik ausgeführt (Bild 29). Der große Vorteil dieses Sägeverfahrens besteht darin, dass vollkommen trocken gesägt werden kann und so keine Feuchtigkeit in die Elemente eingetragen wird, was sich wiederum positiv auf die Bauzeit auswirkt. Zudem entfallen die bei den sonst oft verwendeten Nass-Sägeverfahren auftretenden Verunreinigungen der Wandelemente.

Im letzten Produktionsschritt werden die Elemente – falls gefordert – komplett mit Sonderbauteilen wie z. B. Stürzen, Rolläden- und Jalousiekästen ausgestattet. Bereits

Fig. 27. Application of the two-component polyurethane adhesive Bild 27. Auftrag des 2K-Polyurethan-Klebstoffs

3.4 Transportation of the prefabricated masonry panels to the construction site The prefabricated masonry panels are transported in conformance with DIN 1053-4 [23] with unmortared, re-usable anchor rods and supporting bolts. The bearer units of bottom unit layer contain a horizontal hole in the axis of the vertically drilled channels to accommodate the supporting bolts. The bottom unit layer is also secured by a factory applied stretch foil before offloading in the prefabrication plant. The finished masonry panels fitted with anchor rods are lifted standing upright in transport containers by the plant crane, and are transported on schedule to the construction site ‘just in time’ by special transportation vehicles, in the present case by so-called inloaders. The transport containers are filled in accordance with the details in the assembly plan, which ensures that the elements

Fig. 28. Masoning the next unit layer by grabber Bild 28. Aufsetzen der nächsten Steinlage mit dem Lagengreifer

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Fig. 29. Diamond wire saw technology Bild 29. Diamant-Seilsägetechnik

always arrive at the construction site in the same order as they are needed (Figure 30).

Figure 31 shows the inloader being loaded and the transport container being dispatched.

3.5 Assembly of the prefabricated masonry panels at the construction site Once the wall building lines, doorways and element joints have been marked by chalk lines on the foundation slab at the construction site, the individual masonry panels can be offloaded and moved into position by the mobile or site crane. The masonry panels are offloaded and positioned as per the details in the accompanying assembly plan. When doing so, the masonry panels are carefully set in a full-area bed of mortar (usually general purpose masonry mortar of mortar group IIa when no greater strength is demanded for structural reasons) with compensation platelets (Figure 32) to balance out dimensional tolerances that may occur due to ceiling irregularities. Each masonry panel is then aligned plumb and secured by at least two previously prepared inclined supports (Figure 33). The inclined supports are fixed to the wall by hexagon bolts and into the ground plate by impact dowels. Only after both supports have been secured the suspension device is released and removed from the masonry panel.

The separate masonry panels are joined together by butt joints. The gaps that arise between the panels are sealed up inside and outside with PU foam on site. Any PU

eine Stunde nach Fertigstellung ist die Transportfähigkeit der Elemente sichergestellt. Durch die automatisierte Produktion ist es möglich, innerhalb einer Schicht von acht Stunden bis zu 400 m2 Wandelemente im Fertigteilwerk herzustellen, zu verladen und zur Baustelle zu transportieren.

3.4 Transport der Fertigteile zur Baustelle Der Transport der Fertigteile erfolgt in Anlehnung an DIN 1053-4 [23] mit unvermörtelten, wieder verwendbaren Ankerstäben und Tragbolzen. Die Tragziegel der untersten Steinlage enthalten in der Achse der vertikal gebohrten Kanäle eine horizontale Bohrung zur Aufnahme der Tragbolzen. Die unterste Steinlage wird zusätzlich vor dem Verladen im Fertigteilwerk mit einer werkseitig applizierten Stretchfolie gesichert. Die fertigen und mit Ankerstäben ausgestattenen Wandelemente werden mit dem Anlagenkran aufrecht stehend in Transportcontainer gehoben und entsprechend dem Terminplan mit Spezialtransportfahrzeugen, im vorliegenden Fall mit sogenannten Innenladern, „just in time“ zur Baustelle gebracht. Das Bestücken der Transportcontainer erfolgt dabei nach den Angaben im Montageplan, wodurch immer gewährleistet ist, dass die Elemente in der Reihenfolge auf der Baustelle eintreffen, in der sie auch benötigt werden (Bild 30).

In Bild 31 ist das Beladen des Innenladers und der Abtransport des Transportcontainers dargestellt.

Fig. 30. Loading of the container Bild 30. Bestücken der Transportcontainer

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Fig. 31. Loading of the inloader and wall panel delivery Bild 31. Beladen des Innenladers und Abtransport der Wandelemente

foam that protrudes after curing is cut off. In addition, a 20 cm wide fabric is applied over the vertical assembly gaps on the inside of the wall.

4 Summary The necessary basis for obtaining a general technical approval has been established by carrying out the tests described in this article. PU-bonded masonry is not standardised and hence, under German building regulations, cannot be used. Besides the effects of the adhesive on the mechanical properties, the long-term stability was also to be assessed. Overall, the tests have shown that altered load-bearing capacities are to be specified in comparison to thin layer mortar; in the present case lower values for compressive load bearing capacity, while for flexural load bearing capacity even higher values in some cases.

The production of prefabricated masonry panels is a very interesting variant in the manufacture of wall modules because, apart from weather independence with the mode of construction presented here, manufacturing tolerances are also significantly reduced due to an unusually high degree of mechanisation. Overall, the entire manufacturing process comes across as well thought-out and produces top-quality products. The rate of production is extremely high, a 6 m long × 3 m high masonry wall taking around 30 minutes to manufacture. The method presented here is therefore a major advance in the area of industrial manufacture of prefabricated masonry.

The granting of a general technical approval (abZ) for the Redbloc system is expected with beginning of 2015.

Fig. 32. Unloading of the wall panels in a mortar bed Bild 32. Absetzen der Elemente in ein Mörtelbett

References − Literatur [1] General technical approval no. Z-17.1-890: Object of approval: Masonry of POROTON plane-ground hollow clay units -T9/-T10/-T11 „DR 34“ in a thin mortar-bed technique.

Applicant: Wienerberger GmbH, Oldenburger Allee 26, 30659 Hannover; Schlagmann Baustoffwerke GmbH &Co. KG, Ziegeleistraße 1, 84367 Zeilarn. Berlin: Deutsches Institut für Bautechnik, DIBt, 2012 – Approval number: Z-17.1890 (05.12); Duration of validity: 31. March 2016.

[2] General technical approval no. Z-17.1-1057: Object of approval: Masonry of POROTON plane-ground hollow clay units with integrated insulation – designated as POROTON-

Fig. 33. Justification and temporary supporting of the wall panels Bild 33. Ausrichtung und Sicherung der Elemente

3.5 Montage der Fertigteile auf der Baustelle Nachdem auf der Baustelle die Wandfluchten, Türöffnungen und Elementstöße mittels Schlagschnur auf der Bodenplatte gekennzeichnet wurden, können die einzelnen

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T7-MD-plane-ground clay units – in a thin mortar-bed technique. Applicant: Schlagmann Baustoffwerke GmbH &Co. KG, Ziegeleistraße 1, 84367 Zeilarn; Wienerberger GmbH, Oldenburger Allee 26, 30659 Hannover. Berlin: Deutsches Institut für Bautechnik, DIBt, 2011 – Approval number: Z-17.1-1057 (04.11); Duration of validity: 28. April 2016.

[3] General technical approval no. Z-17.1-715: Object of approval: Masonry of klimaton plane-ground hollow clay units with interlocking butt joints in a thin mortar-bed technique.

Applicant: Klimaton ZIEGEL Interessengemeinschaft e.V., Ziegeleistraße 10, 95145 Oberkotzau. Berlin: Deutsches Institut für Bautechnik, DIBt, 2010 – Approval number: Z-17.1-715 (09.10); Duration of validity: 21. September 2015.

[4] DIN V 18580:2007-03 Special masonry mortar.

[5] DIN EN 772-16:2011-07 Methods of test for masonry units – Part 16: Determination of dimensions.

[6] DIN EN 772-13:2000-09 Methods of test for masonry units – Part 13: Determination of net and gross dry density of masonry units (except for natural stone).

[7] DIN EN 772-9:2005-05 Methods of test for masonry units – Part 9: Determination of void and net volume and percentage of voids of clay and calcium silicate masonry units by filling with sand.

[8] DIN EN 772-20:2005-05 Methods of test for masonry units – Part 20: Determination of flatness of faces of masonry units.

[9] DIN EN 772-1:2011-07 Methods of test for masonry units – Part 1: Determination of compressive strength.

[10] DIN EN 1015-6:2007-05 Methods of test for mortar for masonry – Part 6: Determination of bulk density of fresh mortar.

[11] DIN EN 1015-10:2007-05 Methods of test for mortar for masonry – Part 10: Determination of dry bulk density of hardened mortar.

[12] DIN EN 1015-11:2007-05 Methods of test for mortar for masonry – Part 11: Determination of flexural and compressive strength of hardened mortar.

[13] DIN EN 998-2:2010-12 Specification for mortar for masonry – Part 2: Masonry mortar.

[14] DIN EN 1052-3:2007-06 Methods of test for masonry – Part 3: Determination of initial shear strength (adhesive shear strength).

[15] DIN EN 1996-1-1/NA:2012-05 National Annex – Nationally determined parameters – Eurocode 6: Design and rating of masonry structures – Part 1-1: General rules for reinforced and unreinforced masonry structures.

[16] DIN 18555-5:1986-03 Testing of mortars containing mineral binders; hardened mortars; determination of bond shear strength of masonry mortars.

[17] Sparowitz, L, Schlöglmann, K. H.: Plane-ground block masonry with two-component polyurethane adhesives. Graz: Zivilingenieurbüro Sparowitz, 2008. Private appraisal.

[18] DIN EN 1052-1:1998-12 Methods of test for masonry – Part 1: Determination of compressive strength.

[19] DIN EN 1052-2:1999-10 Methods of test for masonry – Part 2: Determination of the bending tensile strength .

[20] Brameshuber, W., Graubohm, M., Schmidt, U.: Strength properties of masonry. Part 4: Shear strength. In: MauerwerkKalender 31 (2006), S. 193–225. Berlin: Ernst & Sohn.

[21] Schmidt, U., Jäger, W., Brameshuber, W., Bakeer, T.: The bending strength of masonry/Biegezugfestigkeit von Mauerwerk. Mauerwerk 19 (2015), H. 1, S. 27–39.

[22] Schmidt, U., Beer, I., Brameshuber, W.: Tests on the Load Bearing Behaviour of Masonry Shear Walls. Calgary : Department of Civil Engineering, 2005. In: Proceedings of the 10th Canadian Masonry Symposium, Banff, Alberta, Canada, June 8–12, 2005, (Lissel, S.; Benz, C.; Hagel, M.; Yuen, C.; Shrive, N. (Ed)), pp. 704–713.

[23] DIN 1053-4:2013-04 Masonry – Part 4: Prefabricated masonry compound units.

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Wandelemente mittels Mobil- oder Baustellenkran abgeladen und versetzt werden. Das Abladen und Positionieren der Wandelemente erfolgt gemäß den Angaben im mitgelieferten Montageplan. Dabei werden die Wandelemente vorsichtig in ein vollflächiges Mörtelbett (üblicherweise Normalmauermörtel der Mörtelgruppe IIa, wenn aus statischen Gründen keine höhere Festigkeit gefordert wird) mit Ausgleichsplättchen gesetzt (Bild 32), um Maßtoleranzen auszugleichen, die infolge von Unebenheiten der Decke auftreten können. Jedes Wandelement wird anschließend mit mindestens zwei zuvor vorbereiteten Schrägstützen lotrecht ausgerichtet und gesichert (Bild 33). Die Schrägstützen werden mit Sechskantschrauben an der Wand und mit Schlagdübeln in der Bodenplatte fixiert.

Erst nachdem beide Stützen befestigt wurden, wird die Aufhängevorrichtung gelöst und aus dem Element entfernt.

Die Verbindung der einzelnen Wandelemente erfolgt durch stumpfen Stoß. Die entstehenden Fugen zwischen den Elementen werden bauseits an der Innen- und Außenseite mit PU-Schaum versiegelt. Gegebenenfalls überstehende Reste des PU-Schaums werden nach der Aushärtung abgeschnitten. Zusätzlich wird an der Innenseite der Wände ein 20 cm breites Gewebe über die vertikalen Montagefugen aufgespachtelt.

4 Zusammenfassung Mit den in diesem Beitrag beschriebenen Untersuchungen wurden die notwendigen Grundlagen für die Erlangung einer allgemeinen bauaufsichtlichen Zulassung geschaffen.

PU-verklebtes Mauerwerk ist nicht genormt und kann daher gemäß deutschem Bauordnungsrecht nicht verwendet werden. Neben den Einflüssen des Klebers auf die mechanischen Eigenschaften war zusätzlich die Langzeitbeständigkeit zu beurteilen. Insgesamt haben die Untersuchungen gezeigt, dass im Vergleich zum Dünnbettmörtel veränderte Tragfähigkeiten anzusetzen sind; im vorliegenden Fall bei den Drucktragfähigkeiten geringere Werte, bei den Biegetragfähigkeiten sogar in Einzelfällen höhere Werte.

Die Produktion von Mauerwerkfertigteilen ist eine sehr interessante Variante der Herstellung von Wandbauteilen, da neben der Witterungsunabhängigkeit bei der hier vorgestellten Bauweise infolge des ungewöhnlich hohen Mechanisierungsgrades auch die Toleranzen der Herstellung deutlich reduziert werden. Insgesamt wirkt der vollständige Herstellprozess sehr gut durchdacht und die Qualitäten sind hochwertig. Die Produktionsgeschwindigkeit ist mit ca. 30 Minuten für eine 6 m lange und 3 m hohe Wand extrem hoch. Die hier vorgestellte Methode ist damit ein großer Fortschritt im Bereich der industriellen Fertigung von Fertigbauteilen.

Mit der Erteilung einer allgemeinen bauaufsichtlichen Zulassung (abZ) für das Redbloc-System ist Anfang des Jahres 2015 zu rechnen.

Authors − Autoren: Univ.-Prof. Dr.-Ing. Wolfgang Brameshuber Dipl.-Ing. Markus Graubohm Institute of Building Materials Research (ibac) RWTH Aachen University Chair of Building Materials Schinkelstraße 3, 52062 Aachen

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Articles – Fachthemen Ulf Schmidt Wolfram Jäger Wolfgang Brameshuber Tammam Bakeer

DOI: 10.1002/dama.201500648

The bending strength of masonry Biegezugfestigkeit von Mauerwerk Bending strength of masonry becomes an important design aspect especially when the walls subjected to lateral loads like, cellar walls which are subject to earth pressure, and façades/ infill walls which are exposed to the wind actions. Bending strength is required wherever the applied load is perpendicular to the wall.

It is also required in non-load-bearing partition walls, where the load applied in both the normal and perpendicular directions.

Besides, the tensile properties of the brick/block and lengthwise parameters related to geometry and materials technology also influence the bending strength of masonry. These include the thickness of the wall, the extent of overlap, and both the shear and the tensile strength of the bond. Consideration must also be given to the possible presence of mortar in the head joints, which can significantly increase bending strength, especially where joints fail.

In addition to these materials technology factors, it is very important to observe the realistic influence of the boundary conditions.

The degree of fixity is among the factors to be considered in calculation models. In this contribution, two aspects are going to be observed and analysed, namely: the principles of bearing capacity under lateral loading alongside the models derived from these for cellar walls and areas of infill; and the influence of materials technology/geometric parameters on the bending strength of masonry.

Die Biegezugfestigkeit von Mauerwerk wird benötigt bei erddruckbelasteten Kellerwänden, windbeanspruchten Verblendfassaden und Ausfachungen, immer dann, wenn die Beanspruchung senkrecht zur Wandebene erfolgt. Weiterhin ist sie bei nichttragenden Trennwänden notwendig, wobei hier die Beanspruchung sowohl senkrecht zur als auch in Wandebene erfolgen kann. Neben den Steinzugeigenschaften in Steinlängsrichtung gibt es materialtechnische und auch geometrische Einflussgrößen, von denen die Biegezugfestigkeit von Mauerwerk beeinflusst wird. Dies sind unter anderem die Wanddicke, das Überbindemaß, die Haftscherund die Haftzugfestigkeit. Hinzu kommt noch eine mögliche Stoßfugenvermörtelung, mit der die Biegezugfestigkeit insbesondere bei Fugenversagen deutlich gesteigert werden kann. Neben diesen eher materialtechnisch basierten Einflussfaktoren kommt der realitätsnahen Betrachtung der Auflagerbedingung eine sehr große Bedeutung zu. Einspanngrade etc. sind in den jeweiligen Rechenmodellen zu berücksichtigen. Beide Aspekte, nämlich sowohl die Grundlagen zur Biegetragfähigkeit und daraus abgeleitete Modelle für Kellerwände und Ausfachungsflächen als auch die Einflüsse aus materialtechnologischen/geometrischen Parametern auf die Biegezugfestigkeit von Mauerwerk sollen in diesem Beitrag betrachtet und analysiert werden.

1 Basics of bearing capacity under lateral loading

1 Grundlagen der Biegetragfähigkeit

Verification of structural elements subject to lateral loading is normally calculated either using simple models like (beam, arch or plate), or by analogue handling of the problem like in the Yield line theory for reinforced concrete construction.

The arch model is normally used for cellar wall calculations, see Section 4. This model assumes sufficient vertical loading, and that the horizontal thrust is accommodated.

In Germany, verification for masonry infills and nonload-bearing partition walls is currently supplied from tables of permitted measurements. Plate models form the basis for this, although the derivation of the values in tables is not documented. In the plate model, the load bearing depends on the support conditions (on three or four sides) and the geometry of the wall, as well as the stiffness ratios in both orthogonal directions. The key building material parameter to be measured is bending strength with a plane of failure perpendicular and parallel to the bed joints, see Section 3. Thus it is implicitly assumed that, for areas of infill and non-load-bearing partition walls, bend-

Der rechnerische Nachweis von biegebeanspruchten Bauteilen erfolgt i. Allg. entweder über ein Streifen-, Bogenoder Plattenmodell bzw. über eine Analogie zur Fließlinientheorie des Stahlbetonbaus.

Das Bogenmodell wird i. d. R. beim Nachweis von Kellerwänden angewendet, s. Abschnitt 4. Dieses setzt eine ausreichende Vertikallast und die Aufnahme des Bogenschubs voraus.

Die Nachweise von Ausfachungsmauerwerk und nichttragenden Trennwänden wird in Deutschland bislang über tabellierte zulässige Abmessungen vorgenommen. Die Grundlage hierfür bildeten Plattenmodelle, wobei die Herleitung der tabellierten Werte nicht dokumentiert ist. Beim Plattenmodell erfolgt der Lastabtrag in Abhängigkeit der Lagerungsbedingungen (drei- bzw. vierseitige Lagerung) und der Wandgeometrie sowie der Steifigkeitsverhältnisse in den beiden orthogonalen Richtungen. Maßgebende Baustoffkenngröße für die Bemessung ist die Biegezugfestigkeit mit einer Bruchebene rechtwinklig und parallel zu den Lagerfugen, s. Abschnitt 3. Für Ausfachungsflächen und nichttragende Trennwände wird somit implizit eine

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ing strength exists perpendicular to the bed joints, a strength which is deemed not to exist – with few exceptions – for load-bearing masonry.

Various models are available with which to describe the plate load-bearing behaviour of masonry. Various research projects have demonstrated that the elastic plate theory does not produce relevant results for masonry, and that measurements which apply this theory do not produce viable cross-sections. Because masonry behaves in a much less ductile manner than reinforced concrete, great care must be taken when applying the Yield line theory, as this assumes that Yield lines will form. The measurement model established in Eurocode 6 is based on the ‘Yield line theory’. This entails gathering evidence while bearing in mind the orthotropic coefficients as a ratio of the bending strength of masonry in both orthogonal directions, and applying the elastic modulus.

When comparing the various sources, the orientation should be noted, where it is different. These are shown in Figure 1. a) plane of failure parallel to bed joints according to Eurocode 6-1-1 [1], fxk1; bending strength perpendicular to bed joints in accordance with DIN 1053-1 b) plane of failure perpendicular to bed joints, fxk2; bending strength in accordance with DIN 1053-1

2 Design of laterally loaded infill walls Infill walls subjected to lateral loading means non-loadbearing walls which bear loads perpendicular to the plane of the wall, and bear only their own weight, as a vertical load. The two-way bending of masonry walls is a very challenging, but not well understood aspect of research into masonry buildings. Several experimental studies on laterally loaded masonry walls have been reported in literature [2] to [10]). These studies showed that the development of a crack pattern upon failure is similar to the yield line pattern in reinforced concrete slabs. Several theoretical investigations were based on applying the ‘yield line method’ theory to masonry [11], [12], [13]. In some other studies, finite element models were used to determine the load-bearing capacity of masonry and to verify the existing methods [14], [15], [16]. Some empirical formulas are proposed to estimate pressure capacity, but there is no general and clear explanation for the obtained results.

The similarity between the failure patterns in masonry walls and in reinforced concrete slabs was the reason behind the application of Johansen’s yield line method to laterally loaded masonry walls. Haseltine [3] and Anderson [17] proposed the calculation of pressure-bearing capacity by the yield line method, in which the orthogonal ratio µ is taken as being equal to the flexural strength ratio of the masonry, provided that flexural strength values are taken from the wallette test as established by West et al. [6]. The yield line method was first introduced in the form of a table of moment coefficients for a more user-friendly design procedure in British standard BS 5628 [18], and later in Eurocode 6 [1].

The following formulas are given in Eurocode 6 to calculate the moment resistance for masonry walls subjected to uniform pressure:

28

Biegezugfestigkeit senkrecht zur Lagerfuge, die ansonsten für tragendes Mauerwerk mit wenigen Ausnahmen ausgeschlossen wird, angesetzt.

Zur Beschreibung des Plattentragverhaltens von Mauerwerk liegen unterschiedliche Modellvorstellungen vor.

Verschiedene Forschungsarbeiten haben gezeigt, dass die elastische Plattentheorie bei Mauerwerk zu keinen zutreffenden Ergebnissen und die Bemessung nach dieser Theorie zu unwirtschaftlichen Querschnitten führen. Die Anwendung der Bruchlinientheorie aus dem Stahlbetonbau, die von der Ausbildung von Fließlinien ausgeht, ist aufgrund des deutlich weniger duktilen Verhaltens von Mauerwerk als kritisch anzusehen. Das im Eurocode 6 verankerte Bemessungsmodell basiert auf der sogenannten Bruchlinienanalogie. Hierbei erfolgt die Nachweisführung unter Berücksichtigung des Orthotropiekoeffizienten als Verhältnis der Mauerwerk-Biegezugfestigkeiten in den beiden orthogonalen Richtungen und unter Ansatz des elastischen Widerstandsmomentes.

Beim Vergleich der unterschiedlichen Quellen ist die z. T. anderslautende Richtungsdefinition zu beachten, die in Bild 1 dargestellt ist: a) parallel zu den Lagerfugen verlaufende Versagensebene nach EC 6-1-1 [1], fxk1; Biegefestigkeit senkrecht zur Lagerfuge nach DIN 1053-1 b) senkrecht zu den Lagerfugen verlaufende Versagensebene, fxk2; Biegefestigkeit parallel zur Lagerfuge nach DIN 1053-1

2 Nachweis von Ausfachungswänden Unter Ausfachungswänden versteht man nichttragende Wände, die senkrecht zu ihrer Ebene auf Biegung und vertikal nur durch ihr Eigengewicht beansprucht werden. Die Beschreibung des Tragverhaltens von zweiachsig auf Biegung beanspruchtem Mauerwerk stellt eine der großen Herausforderungen dar, wobei in der Forschung zum Mauerwerksbau noch kein ausreichendes Verständnis zum Tragverhalten besteht. In der Literatur wurde über verschiedene experimentelle Studien zu Ausfachungswänden aus Mauerwerk berichtet [2] bis [10]. Die Studien zeigten, dass die Entwicklung der Rissbilder beim Versagen den Bruchlinien in Stahlbetonplatten entspricht. Verschiedene theoretische Untersuchungen basierten auf der Anwendung der Theorie des Bruchlinienverfahrens auf Mauerwerk [11], [12], [13]. In einigen anderen Studien wurde mit

a)

b)

Fig. 1. Definition of planes of failure and bending strength of masonry Bild 1. Definition der Versagensebenen und Biegezugfestigkeit von Mauerwerk

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M1 = α1 q l2 and M2 = α 2 q l2 where α1 = µ ⋅ α 2

(1)

and where M1 and M2 are the moment resistances for directions perpendicular and parallel to the bed joints respectively. The bending coefficient α2 is a function of the flexural orthogonal ratio µ and the aspect ratio λ = h/l and given as a table for each support condition. The flexural orthogonal ratio is given by: µ = fxk1/fxk2

(2)

where fxk1 is the characteristic flexural strength of masonry when the plane of failure runs parallel to the bed joints, and fxk2 is the characteristic flexural strength of masonry when the plane of failure runs perpendicular to the bed joints (Figure 1).

Many later investigations have confirmed that the yield line method is unreliable in some cases and overestimates the pressure-bearing capacity. There is no theoretical justification to date for applying this method to a quasi-brittle material like masonry. One modification was introduced by Sinha [19] to account for orthotropic stiffness and to enhance the correlation with the experimental results.

The observations reported by many studies regarding the moment elimination at the first crack during laboratory tests, has led to some modifications of the yield line method, which were introduced in Canadian Code CANCSA S304.1-04 [20], [21], [22].

The virtual working method developed by Lawrence and Marshall [23], [24] is used in Australian standard AS 3700 [25]. The premise for this method is that external work done on the wall is balanced out by internal energy which develops along the vertical and diagonal crack lines.

The Australian standard considers the design approach, which varies according to the type of unit. Willis [9] developed Lawrence & Marshall’s method in his experimental study, which showed a further increase in load after the cracking moment had been exceeded at the joints. Bakeer [26] checked the existing design methods using the upper bounds of α2 values by assuming that load-bearing capacity during bidirectional bending is always greater than the load bearing capacity of unidirectional bending (Table 1).

The yield line method as first proposed by Johansen [2] supposes that the moment resistance along yield lines is uniform prior to collapse, but for brittle or quasi-brittle materials all possible lines of failure experience some damage prior to collapse. The moment resistance along yield lines is not uniform, and they change as cracks propagate.

The yield line method also assumes that the cross section can yield and rotate prior to collapse. In order to calculate the failure load, the other assumption made is that the upper bound and the lower bound of the ultimate load converge (see [27]). If the yield line method is used for masonry, the other material behaviour of reinforced concrete must be considered. The method may be applied provided that the various phases of crack propagation are taken into consideration. For each phase, a calculation must be made of the energy dissipated and the work applied by external pressure. Yet in order to simplify the calculation scheme only two phases are considered. Bakeer/Jäger ([26] and [28]) further modified the yield line method by introducing

Finite-Element-Modellen gearbeitet, um die Tragfähigkeit von Mauerwerk zu bestimmen und die bestehenden Verfahren zu verifizieren [14], [15], [16]. Es werden einige empirische Formeln zur Bestimmung horizontaler Flächenlasten vorgeschlagen, doch es gibt keine allgemeine und eindeutige Erklärung für die ermittelten Ergebnisse.

Die ähnliche Erscheinung der Versagensbilder in Mauerwerkswänden und Stahlbetonplatten hat zur Anwendung der Bruchlinientheorie nach Johansen auf Ausfachungswände aus Mauerwerk geführt. Haseltine [3] und Anderson [17] schlugen vor, die Tragfähigkeit unter Anwendung der Bruchlinientheorie zu berechnen, wobei das orthogonale Verhältnis µ mit dem Biegefestigkeitsverhältnis von Mauerwerk gleichgesetzt ist, vorausgesetzt, dass die Werte für die Biegefestigkeit durch einen Kleinprüfkörperversuch nach West et al. gewonnen werden [6]. Die Bruchlinientheorie wurde erstmals in Form tabellarisierter Momentkoeffizienten als anwenderfreundliches Bemessungsverfahren in der britischen Norm BS 5628 [18] und später im Eurocode 6 [1] eingeführt.

Die folgenden Formeln werden im Eurocode 6 für die Berechnung des Momentwiderstandes von Mauerwerkswänden, die einem einheitlichen Druck q ausgesetzt sind, angeführt:

M1 = α1 q l2 und M2 = α 2 q l2 mit α1 = µ ⋅ α 2

mit M1, M2 als Momentwiderständen in der senkrecht zu den Lagerfugen verlaufenden Richtung bzw. der parallel zu den Lagerfugen verlaufenden Richtung. Der Biegekoeffizient α2 ist eine Funktion aus dem orthogonalen Biegeverhältnis µ und dem Seitenverhältnis λ = h/l und wird in tabellarisierter Form für jede Auflagerbedingung angegeben. Das orthogonale Biegeverhältnis wird angegeben als µ = fxk1/fxk2

(2)

mit fxk1 als charakteristischer Biegefestigkeit von Mauerwerk bei einer parallel zu den Lagerfugen verlaufenden Versagensebene und fxk2 als charakeristischer Biegefestigkeit von Mauerwerk mit senkrecht zu den Lagerfugen verlaufender Versagensebene (Bild 1).

Später wurde durch zahlreiche Untersuchungen bestätigt, dass die Bruchlinientheorie in einigen Fällen keine ausreichende Sicherheit liefert und die Biegetragfähigkeit überschätzt wird. Bislang gibt es keine theoretische Rechtfertigung für die Anwendung dieser Theorie auf quasispröde Werkstoffe wie Mauerwerk. Von Sinha [19] wurde eine Änderung eingeführt, die die orthotrope Steifigkeit berücksichtigt und durch die die Korrelation mit experimentellen Ergebnissen verbessert wurde.

Die bei Laborversuchen gewonnenen Erkenntnisse, dass keine Momentenübertragung nach Auftreten des ersten Risses möglich ist, haben zu Änderungen der Bruchlinientheorie geführt, die in die kanadische Norm CAN-CSA S304.1-04 aufgenommen wurden [20], [21], [22].

Die von Lawrence und Marshall [23], [24] entwickelte Arbeitsmethode findet in der australischen Norm AS 3700 Anwendung [25]. Voraussetzung für diese Methode ist, dass die externe Arbeit an der Wand durch interne Energie, die sich an den vertikalen und diagonalen Risslinien entwickelt, ausgeglichen wird. Die australische Norm berück-

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Table 1. Upper bound of α2 for various simple support conditions Tabelle 1. Obergrenze für α2 bei verschiedenen einfachen Auflagerbedingungen Support condition / Auflagerbedingung

Upper bound of α2 values / Majorante für α2-Werte

A

α2 ≤

1 1 for long walls / α 2 ≤ für lange Wände 8 8

J

α2 ≤

λ2 λ2 for short walls / α 2 ≤ für kurze Wände 8µ 8µ

E

α2 ≤

λ2 λ2 1 1 for short walls and α 2 ≤ für kurze Wände und α 2 ≤ for long walls / α 2 ≤ für lange Wände 8µ 8µ 8 8

the factor κ which describes the length of the first crack.

For a 4-sided masonry panel with simple support, using the modified yield line method the moment coefficient α2 is given below (Figure 2): for an aspect ratio less than the critical aspect ratio λcr:

α2 =

β=

3β − 2 ⋅ β 2 λ2 λ2 ⋅ ≤ 2 2 12 4(1 − κ ) ⋅ µ ⋅ β + 2 ⋅ κ ⋅ µ ⋅ β + λ 8µ

  1 3µ λ2  −1 + 1 + 2 ⋅ (3 − 2κ )  ≤ 2µ(3 − 2κ )  λ  2

(3)

(4)

for aspect ratios higher than the critical aspect ratio λcr:

α2 =

3β − 2 ⋅ β 2 1 λ2 ⋅ ≤ 2 12 4(1 − κ ) ⋅ β ⋅ λ 2 + 2 ⋅ κ ⋅ β ⋅ λ 2 + µ 8

(5)

sichtigt je nach Art des Elements unterschiedliche Bemessungsansätze. Willis [9] hat die Methode von Lawrence/ Marshall auf Grundlage seiner experimentellen Untersuchungen, die eine weitere Zunahme der Belastung nach Überschreiten des Rissmomentes an den Fugen zeigten, weiterentwickelt. Bakeer [26] hat die bestehenden Bemessungsverfahren unter Verwendung der Obergrenze für die α2-Werte mit der Annahme überprüft, dass die Belastbarkeit bei Biegung in zwei Richtungen immer größer ist als die Belastbarkeit bei Biegung in eine Richtung (Tabelle 1).

Die Bruchlinientheorie, wie zuerst von Johansen [2] vorgeschlagen, geht davon aus, dass die Momentenwiderstände an den Bruchlinien vor dem Versagen gleich groß sind, jedoch bei spröden oder quasi-spröden Werkstoffen vor dem Versagen an allen möglichen Bruchlinien Schäden auftreten. Die Momentwiderstände entlang der Bruchlinien sind nicht gleich groß und können bei ihrer Ausbreitung Risse verursachen. Die Bruchlinientheorie geht zudem davon aus, dass der Querschnitt nachgeben und bis

Fig. 2. The calculation scheme for laterally loaded masonry walls based on the modified yield line method Bild 2. Berechnungsmodell für querbelastete Mauerwerkswände auf der Grundlage der modifizierten Bruchlinientheorie

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β=

µ 2λ 2 (3 −

  1 3λ 2 (3 − 2κ )  ≤  −1 + 1 + µ 2κ )   2

(6)

where λcr refers to the aspect ratio at which diagonal crack patterns occurs.

– when κ = 1 ⇒ a2 is identical with EC 6 and BS 5628, which are based on the conventional yield line method.

– where κ = 0 ⇒ a2 is identical with Canadian Code CANCSA S304.1-04 [20], which is based on an assumption of zero moment at the first crack.

The method described above might be sufficient to remove the uncertainty caused by using the common algorithm in accordance with EC 6. Specific, selected experiments will be required before this design method can be implemented in practice.

It will then be possible to update and complete the tables which are so well known and popular in Germany on the basis of sound experimental results.

3 The bending strength of masonry The bending strength of masonry is defined as uniaxial strength with a plane of failure parallel or perpendicular to the bed joints (s. Figure 1). For the purposes of measurements according to Eurocode 6, the characteristic bending strength values must be determined on the basis of experimental data. The characteristic bending strengths given in the National Annex to Eurocode 6 are based on an analysis of tests results according to EN 1052-2 and their use in practical applications is bending. The German National Annex to Eurocode 6 adopted the current rules for investigating characteristic bending strength from DIN 1053-1 and DIN 1053-100: The bending strength fx1 with a plane of failure parallel to the bed joints (bending strength perpendicular to the bed joints) may only be applied for load-bearing wall plan elements where loads are intermittent, below a maximum characteristic strength of 0.2 N/mm2, and only where failure of the wall does not lead to any wider collapse or loss of stability.

In order to investigate the bending strength fx2 with a plane of failure perpendicular to the bed joints (bending strength parallel to the bed joints), the stated calculation approaches are based on an analytical model from [29]. Distinctions are made between failure in brick/ block and joint, and between masonry with or without mortar in the head joints. When deriving the approaches for calculation and measurement, heavily simplified assumptions were made due to a lack of experimental findings. These assumptions may explain why the bearing capacity of masonry under lateral loading cannot be determined satisfactorily at present using the current German rules on measurement and/or the underlying calculation approaches. That is why the Institute of Building Materials Research (Institut für Bauforschung) at the RWTH Aachen University has conducted wide-ranging investigations into describing the bending strength of masonry, see [30], the results of which are reported below.

zum Versagen rotieren kann. Eine weitere Annahme zur Berechnung der Versagenslast ist, dass die Obergrenze und die Untergrenze der Maximallast zusammenfallen (s. [27]).

Wenn die Bruchlinientheorie auf Mauerwerk angewendet wird, ist auch das von Stahlbeton abweichende Werkstoffverhalten zu berücksichtigen. Die Theorie kann angewendet werden, wenn die verschiedenen Zustände der Rissausdehnung berücksichtigt werden können. Für jeden Risszustand müssen die dissipierte Energie und die durch externe Belastung aufgebrachte Arbeit berücksichtigt werden. Zur Vereinfachung des Berechnungsschemas werden allerdings nur zwei Risszustände berücksichtigt. Bakeer/Jäger ([26] und [28]) haben die Bruchlinientheorie durch die Einführung eines Faktors κ, der die Länge des ersten Risses beschreibt, abgewandelt. Für eine 4-seitige einfach aufgelagerte Mauerwerkstafel wird der Momentkoeffizient α2 bei Anwendung der modifizierten Bruchlinientheorie (Bild 2) wie folgt angegeben: für Seitenverhältnisse, die unter dem kritischen Seitenverhältnis λcr liegen:

α2 =

β=

3β − 2 ⋅ β 2 λ2 λ2 ⋅ ≤ 2 2 12 4(1 − κ ) ⋅ µ ⋅ β + 2 ⋅ κ ⋅ µ ⋅ β + λ 8µ

 1  3µ λ2  −1 + 1 + 2 ⋅ (3 − 2κ )  ≤ 2µ(3 − 2κ )  λ  2

(4)

für Seitenverhältnisse, die über dem kritischen Seitenverhältnis λcr liegen:

α2 =

β=

3β − 2 ⋅ β 2 λ2 1 ⋅ ≤ 2 12 4(1 − κ ) ⋅ β ⋅ λ 2 + 2 ⋅ κ ⋅ β ⋅ λ 2 + µ 8

  1 µ 3λ 2 − 1 + 1 + (3 − 2 κ )  ≤ µ 2λ 2 (3 − 2κ )   2

(5)

(6)

wobei λcr sich auf das Seitenverhältnis bezieht, bei dem diagonale Rissbilder auftreten – wenn κ = 1 ⇒ α2 ist identisch mit den Werten aus dem EC 6 und BS 5628, die auf der herkömmlichen Bruchlinientheorie basieren.

– wenn κ = 0 ⇒ α2 ist identisch mit den Werten aus der kanadischen Norm CAN-CSA S304.1-04 [20], die bei Rissbildung von einer Reduzierung des übertragbaren Momentes auf 0 ausgeht.

Die oben beschriebene Theorie kann geeignet sein, wenn die Unsicherheit beim gängigen Algorithmus nach dem EC 6 vermieden werden soll. Bevor diese Bemessungstheorie in der Praxis angewendet werden kann, muss jedoch eine Bestätigung durch speziell ausgewählte Experimente erfolgen.

Auf der Grundlage experimentell abgesicherter Ergebnisse wäre dann auch eine fundierte Bestätigung oder Anpassung der bekannten und in Deutschland häufig angewendeten Ausfachungstabellen möglich.

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3.1 Bending strength of masonry with a plane of failure perpendicular to the bed joints (bending strength parallel to the bed joints) The comprehensive material laws for bricks/blocks and joints required to describe bending behaviour were established using newly-developed experimental methods and procedures. Building on this, fracture mechanics investigations were conducted into the effect of size, especially the influence of the width of bricks/blocks on their bending strength, and the influence of bonded area size on torsional shear resistance. The investigation results relating to brick/ block and mortar properties have been published in [31] and [32] (and elsewhere). A numerical model was developed to analyse the load-bearing behaviour of masonry. The model has been validated through many experiments on test walls with a variety of brick/block and mortar combinations, and the influence of the various parameters on bending strength has been quantified in numerical parameter studies. The calculation model and initial results have been published in [33] and [34] (and elsewhere).

The major criteria for brick/block failure were identified as: – the fact that the distribution of non-linear tensile stress depends on the brick/block height of the overlap area, – the non-linear material properties and loss of cohesion in the bricks/blocks, – the thickness of the wall, – the brick/block (bending) strength at the relevant point of failure, – the bonding behaviour in the head joint.

For example, Figure 3 shows the distribution of tensile stress across a section perpendicular to the direction of loading in a head joint layer (head joints without mortar) at maximum loading. The non-linear distribution of stress and the reduction in stress in the area around the crack formation near the edge of the brick/block can be clearly

3 Biegezugfestigkeit von Mauerwerk Die Biegezugfestigkeit von Mauerwerk ist definiert als die einachsige Festigkeit mit einer Bruchebene parallel oder rechtwinklig zu den Lagerfugen (s. Bild 1). Für die Bemessung nach Eurocode 6 sind die charakteristischen Biegezugfestigkeitswerte auf der Grundlage von Versuchswerten zu bestimmen. Die im Nationalen Anhang zu EC 6 angegebenen charakteristischen Biegezugfestigkeiten beruhen auf der Auswertung von Versuchsergebnissen auf der Basis von EN 1052-2 und sind für die praktische Anwendung bindend. Im deutschen Nationalen Anhang zum Eurocode 6 wurden zur Ermittlung der charakteristischen Biegezugfestigkeit die bisherigen Regelungen aus der DIN 1053-1 bzw. DIN 1053-100 übernommen: Die Biegezugfestigkeit fx1 mit einer Bruchebene parallel zu den Lagerfugen (Biegezugfestigkeit senkrecht zu den Lagerfugen) darf bei tragendem Mauerwerk nur für Planelement-Mauerwerk bei zeitweise einwirkenden Lasten bis zu einer charakteristischen Festigkeit von 0,2 N/mm2 in Rechnung gestellt werden und nur dann, wenn das Wandversagen nicht zu einem größeren Einsturz oder Stabilitätsverlust führt.

Für die Ermittlung der Biegezugfestigkeit fx2 mit einer Bruchebene senkrecht zur den Lagerfugen (Biegezugfestigkeit parallel zu den Lagerfugen) werden Berechnungsansätze angegeben, die auf einem analytischen Modell aus [29] basieren. Hierbei wird unterschieden zwischen den Versagensfällen Stein und Fuge sowie Mauerwerk mit vermörtelten und unvermörtelten Stoßfugen. Bei der Herleitung der Berechnungs- bzw. Bemessungsansätze wurden aufgrund fehlender Erkenntnisse stark vereinfachende Annahmen getroffen, die auch als Ursachen dafür zu sehen sind, dass mit den derzeit in Deutschland gültigen Bemessungsregeln bzw. diesen zugrunde liegenden Berechnungsansätzen die Biegetragfähigkeit von Mauerwerk nicht ausreichend genau zu bestimmen ist. Aus diesem Anlass wurden am Institut für Bauforschung der RWTH Aachen umfangreiche Untersuchungen zur Beschreibung des Biegetragverhaltens von Mauerwerk durchgeführt, s. [30], über deren Ergebnisse im Folgenden berichtet wird.

3.1 Biegezugfestigkeit von Mauerwerk mit einer Bruchebene rechtwinklig zu den Lagerfugen (Biegezugfestigkeit parallel zu den Lagerfugen)

Fig. 3. The distribution of tensile stress in masonry in a head joint layer at maximum loading Bild 3. Zugspannungsverteilung im Mauerwerk in einer Stoßfugenebene bei Maximallast

32

Die für die Beschreibung des Biegetragverhaltens erforderlichen vollständigen Stoffgesetze der Mauersteine und der Verbundfugen wurden unter Verwendung neu entwickelter Prüfverfahren und -methoden ermittelt. Aufbauend hierauf wurden bruchmechanische Untersuchungen zum Größeneffekt, insbesondere zum Einfluss der Steinbreite auf die Mauerstein-Biegezugfestigkeit und die Größe der Verbundfläche auf die Torsionsscherfestigkeit, durchgeführt. Die Untersuchungsergebnisse zu den Stein-und Mörteleigenschaften sind u. a. in [31] und [32] veröffentlicht. Zur Analyse des Mauerwerktragverhaltens wurde ein numerisches Modell entwickelt, das Modell an zahlreichen experimentellen Untersuchungen an Wandprüfkörpern mit unterschiedlichen Stein-Mörtelkombinationen validiert und in numerischen Parameterstudien die unterschiedlichen Ein-

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flussgrößen auf das Biegetragverhalten quantifiziert. Das Berechnungsmodell sowie erste Ergebnisse wurden u. a. in [33] und [34] dargestellt.

Für Steinversagen wurden als maßgebende Einflussgrößen – die Abhängigkeit der nicht-linearen Zugspannungsverteilung über die Steinhöhe vom Überbindemaß, – die nicht-linearen Materialeigenschaften und das Entfestigungsverhalten der Mauersteine, – die Wanddicke, – die Mauerstein-(Biege-)Zugfestigkeit an der maßgebenden Versagensstelle, – das Verbundverhalten in der Stoßfuge

Fig. 4. Ratio of masonry bending strength or brick/block strength depending on the overlap area, related in turn to brick/block height ü/h, to masonry thickness for the sand-lime masonry investigated here, brick/block height h = 250 mm.

Bild 4. Verhältniswert Mauerwerkbiegezugfestigkeit/Mauersteinzugfestigkeit in Abhängigkeit vom auf die Mauersteinhöhe bezogenen Überbindemaß ü/h und der Mauerwerkdicke d für das untersuchte Kalksandstein-Mauerwerk, Steinhöhe h = 250 mm

identified. As an illustration, the resulting influence of the overlap area on the masonry bending strength and the influence of brick/block width (wall thickness) are shown here for the sand-lime masonry in question: Figure 4.

The major criteria for joint failure were identified as: – non-linear material behaviour in the composite joint, – the distribution of shear strain in the bed joint as a result of torsional load depending on the dimensions of the overlapping surface, – the bonding behaviour in the head joint and the displacement of the rotation point for head joints with mortar.

identifiziert. In Bild 3 ist beispielhaft die Zugspannungsverteilung in einem Schnitt senkrecht zur Beanspruchungsrichtung in einer Stoßfugenebene (unvermörtelte Stoßfugen) bei Maximallast dargestellt. Die nicht-lineare Spannungsverteilung sowie der Spannungsabbau im Bereich der Rissbildung im Steinrandbereich sind deutlich erkennbar. Der hieraus resultierende Einfluss des Überbindemaßes auf die Mauerwerk-Biegezugfestigkeit ebenso wie der Einfluss der Mauersteinbreite (Wanddicke) ist beispielhaft für das untersuchte Kalksandstein-Mauerwerk in Bild 4 dargestellt.

Für Fugenversagen wurden als maßgebende Einflussgrößen – das nicht-lineare Materialverhalten in der Verbundfuge, – die Scherspannungsverteilung in der Lagerfuge infolge der Torsionsbeanspruchung in Abhängigkeit der Abmessungen der Überbindefläche, – das Verbundverhalten in der Stoßfuge sowie die Verschiebung des Rotationspunktes bei vermörtelten Stoßfugen

For example, Figure 5 shows the distribution of shear strain in a thin bed mortar joint at maximum loading where the head joint has no mortar. The cross section can be seen to become ‘plastified’ in large areas at a level of tension corresponding to shear strength. This made it possible to describe in terms of calculations the torsional moment depending on the presence of mortar in the head joints, considering the dimensions of the overlapping area and the position of the rotation point.

The following firm solutions to calculate bending strength depending on the key materials parameters have been derived on the basis of stress distribution analysis in masonry and using theoretical considerations about the equilibrium of forces in the individual brick/block and the experimental findings:

identifiziert. Bild 5 zeigt beispielhaft die Scherspannungsverteilung in einer Dünnbettmörtel-Lagerfuge bei Maximallast bei unvermörtelten Stoßfugen. Es ist erkennbar, dass der Querschnitt in großen Teilbereichen auf dem Spannungsniveau der Scherfestigkeit „plastifiziert“ ist. Hierdurch war es möglich, das Torsionsmoment unter Berücksichtigung der Abmessungen der Überbindefläche sowie der Lage des Rotationspunktes in Abhängigkeit der Stoßfugenvermörtelung rechnerisch zu beschreiben.

Auf der Grundlage der Analyse der Spannungsverteilungen im Mauerwerk sowie über theoretische Überlegungen zum Kräftegleichgewicht am Einzelstein und den in den experimentellen Untersuchungen gewonnenen Erkenntnissen konnten die folgenden geschlossene Lösungen zur rechnerischen Bestimmung der Biegezugfestigkeit in Abhängigkeit der maßgebenden Baustoffkenngrößen hergeleitet werden:

Brick failure Masonry without mortar at the head joints

Steinversagen Mauerwerk mit unvermörtelten Stoßfugen

(ü h)

fx2,uv = d1,17

3500 + 4, 5 ⋅ d1,17

+

(ü h)

2,45

(ü h)

(

⋅ ft,u ⋅ ζ

2,45

0, 31 ⋅ 1 + 2−0,011⋅d

)

fx2,uv = d1,17

3500 + 4, 5 ⋅ d1,17

+

2,45

(ü h)

(

⋅ ft,u ⋅ ζ

2,45

0, 31 ⋅ 1 + 2−0,011⋅d

)

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mit fx2,uv Biegezugfestigkeit mit einer Bruchebene rechtwinklig zur Lagerfuge von Mauerwerk mit unvermörtelten Stoßfugen Mauerstein-Zugfestigkeit ft,u ü Überbindemaß h Steinhöhe d Wanddicke ζ Materialfaktor Für die untersuchten Mauersteinmaterialien ergaben sich die folgenden Materialfaktoren: Kalksandstein: ζ = 1 Porenbeton: ζ = 0,97 Leichtbeton: ζ = 2,35 Ziegel: ζ = 0,72 Fig. 5. An example showing the distribution of shearing strain in a bed joint at maximum loading where the head joint has no mortar, masonry with thin bed mortar Bild 5. Beispielhafte Darstellung einer Scherspannungsverteilung in der Lagerfuge bei Maximallast bei unvermörtelten Stoßfugen, Mauerwerk mit Dünnbettmörtel

where fx2,uv is the bending strength with a plane of failure perpendicular to the bed joint of masonry without mortar in the head joints ft,u is the tensile strength of the brick/block ü is the overlap between bricks/blocks h is the height of the brick/block d is the thickness of the wall ζ is the material factor The following material factors emerged for the brick/block materials investigated: Sand-lime brick: ζ=1 Autoclaved Aerated Concrete: ζ = 0.97 Lightwight Concrete: ζ = 2.35 Clay bricks: ζ = 0.72 Masonry with mortar at the head joints For ffl,m > ffl,u,min

fx2,vm = ffl,u,min where fx2,vm is the bending strength with a plane of failure perpendicular to the bed joint of masonry with mortar in the head joints is the bending tensile strength of the bond ffl,m ffl,u,min is the bending strength of the brick/block at its weakest cross-section.

For ffl,m < ffl,u,min

 ffl,m  ≤ ffl,u,min fx2,vm =  1,15 + 0,825 ⋅  ⋅ fx2,uv ≥ ffl,m ffl,u  

34

Mauerwerk mit vermörtelten Stoßfugen Für ffl,m > ffl,u,min gilt

fx2,vm = ffl,u,min mit fx2,vm ffl,m ffl,u,min

Biegezugfestigkeit mit einer Bruchebene rechtwinklig zur Lagerfuge von Mauerwerk mit vermörtelten Stoßfugen Biegehaftzugfestigkeit Mauerstein-Biegezugfestigkeit im schwächsten Querschnitt

Für ffl,m < ffl,u,min gilt

 ffl,m  ≤ ffl,u,min fx2,vm =  1,15 + 0,825 ⋅  ⋅ fx2,uv ≥ ffl,m ffl,u   mit fx2,vm ffl,m ffl,u,min ffl,u

Biegezugfestigkeit mit einer Bruchebene rechtwinklig zur Lagerfuge von Mauerwerk mit vermörtelten Stoßfugen Biegehaftzugfestigkeit Mauerstein-Biegezugfestigkeit im schwächsten Querschnitt (tatsächliche) Mauerstein-Biegezugfestigkeit

Fugenversagen Mauerwerk mit unvermörtelten Stoßfugen

fx2,uv =

(

(

)

6 ü  ü ⋅ ⋅ 1 +  ⋅ c0 ⋅ ϕ ü, ü / d − σ N ⋅ Φ 0 5 h  d

)

mit fx2,uv Biegezugfestigkeit mit einer Bruchebene rechtwinklig zur Lagerfuge von Mauerwerk mit unvermörtelten Stoßfugen Anfangsscherfestigkeit (ohne Auflast) c0 σN Normalspannung rechtwinklig zur Lagerfuge Φ0 Haft- bzw. Anfangsreibungskoeffizient ü Überbindemaß h Mauersteinhöhe d Wanddicke

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where fx2,vm is the bending strength with a plane of failure perpendicular to the bed joint of masonry with mortar in the head joints is the bending tensile strength of the bond ffl,m ffl,u,min is the bending strength of the brick/block at its weakest cross-section is the (actual) bending strength of the brick/block ffl,u

(

(

)

6 ü  ü ⋅ ⋅ 1 +  ⋅ c0 ⋅ ϕ ü, ü / d − σ N ⋅ Φ 0 5 h  d

)

where fx2,uv is the bending strength with a plane of failure perpendicular to the bed joint of masonry without mortar in the head joints is the initial shear strength (without a load) c0 σN is the direct stress perpendicular to the bed joint Φ0 is the adhesion coefficient or initial coefficient of friction ü is the overlap between bricks/blocks h is the height of the brick d is the thickness of the wall The factor ϕ(ü, ü/d) was established as following:

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

(

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

(

)

ermittelt.

Mauerwerk mit vermörtelten Stoßfugen

Joint failure Masonry without mortar at the head joints

fx2,uv =

Der Faktor ϕ(ü, ü/d) wurde auf Grundlage numerischer Berechnungsergebnisse zu

)

 ü   1 d  ≥ fx2,uv fx2,vm = fx2,uv ⋅ max  2,1 − 0,7 ; 1 ⋅  1 − ⋅  d   3 500  ≥ ffl,m mit fx2,vm Biegezugfestigkeit mit einer Bruchebene rechtwinklig zur Lagerfuge von Mauerwerk mit vermörtelten Stoßfugen fx2,uv Biegezugfestigkeit mit einer Bruchebene rechtwinklig zur Lagerfuge von Mauerwerk mit unvermörtelten Stoßfugen ffl,m Biegehaftzugfestigkeit ü Überbindemaß d Wanddicke Der Vergleich der Berechnungsansätze mit den eigenen Versuchsergebnissen – bei denen sämtliche wesentlichen Einflussgrößen und Stoffgesetze bekannt waren – lieferte eine sehr gute Übereinstimmung, s. Bild 6.

Auch die Nachrechnung früherer Untersuchungsergebnisse lieferte unter Berücksichtigung der getroffenen Annahmen für die fehlenden Baustoffkenngrößen ein zufriedenstellendes Ergebnis und fast ausnahmslos und teil-

on the basis of numerical calculation results.

Masonry with mortar at the head joints

 ü   1 d  ≥ fx2,uv fx2,vm = fx2,uv ⋅ max  2,1 − 0,7 ; 1 ⋅  1 − ⋅  d   3 500  ≥ ffl,m where fx2,vm is the bending strength with a plane of failure perpendicular to the bed joint of masonry with mortar in the head joints fx2,uv is the bending strength with a plane of failure perpendicular to the bed joint of masonry without mortar in the head joints ffl,m is the bending tensile strength of the bond ü is the overlap between bricks/blocks d is the thickness of the wall.

A comparison of the calculation approaches with our own experimental findings – in which all major parameters and material laws were admitted – produced a high degree of correlation, see Figure 6.

Reviewing the results of earlier investigations, considering the assumptions made to compensate for the lack of parameters for materials, also produced satisfactory results. This has been found almost without exception higher – sometimes significantly – values for bearing capacity than the verification equations in accordance with

Fig. 6. Comparison of bending strength established through calculation and experimental findings, with a plane of failure perpendicular to the bed joints, experiments from [30] Bild 6. Vergleich der rechnerisch und experimentell ermittelten Biegezugfestigkeit mit einer Bruchebene senkrecht zu den Lagerfugen, Versuche aus [30]

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the National Annex to Eurocode 6, given the relevant safety margin.

3.2 Bending strength of masonry with a plane of failure parallel to the bed joints (bending strength perpendicular to the bed joints) First of all, the comprehensive mass laws describing the bonding behaviour in the bed joint under (bending) tensile stress were established, both for standard and for thin bed mortar. The investigations into the bending strength of masonry show clearly that scatter of material properties and quality of workmanship exercise a major influence over the bending strength of masonry. In order to quantify this influence, further experiments are required, with much higher numbers of test subjects which will allow statistical observations to be made. Nevertheless, the tests conducted do show that even under unfavourable production conditions bending strength can be seen in standard mortar perpendicular to the bed joint. It therefore appears reasonable, as published in [35], that an estimate of bending strength perpendicular to the bed joint can be introduced into the calculation for all brick/block and mortar combinations.

4 Design of basement walls Basement walls are not only subjected to the normal vertical loads, but also have to contend with the horizontal earth pressure of soil backfill. This earth pressure dominates the structural behaviour of basement walls with low imposed compressive load at the top end of the wall. The total value of the lateral load increases with the depth of the retained soil, and causes a bending action counteracted by the vertical compression. The design regulations in the German and European codes for Masonry (DIN 1053-1, DIN 1053-100, and EN 1996-3) can be traced back to the analytical method of Mann/Bernhardt [36]. This analytical model assumes that a basement wall has sufficient flexibility to be under active pressure. The friction between the backfill and the wall is neglected due to insulation or waterproofing layers, and the earth pressure coefficient Ka = 1/3 is therefore considered to be a reasonable value for any type of soil. The distribution of the earth pressure assumed to increase in a linear way with depth, to a maximum value of Ka · ge · he depending on the density and the height of the backfill (Figure 7).

If service load q exists on the ground surface, this can be taken into account by using an equivalent depth of retained soil equal to:

hei = he +

q γe

Assuming an arch-like load transfer mechanism in the vertical direction, the compressive load at equilibrium can be determined as following:

N1 ≥

Me1 2elim

where elim is the maximum permitted eccentricity of the normal force. The above equation holds for the location

36

weise deutlich höhere rechnerische Tragfähigkeiten als die Bemessungsgleichungen nach dem nationalen Anhang des Eurocode 6 unter Berücksichtigung des entsprechenden Sicherheitsabstandes.

3.2 Biegezugfestigkeit von Mauerwerk mit einer Bruchebene parallel zu den Lagerfugen (Biegezugfestigkeit senkrecht zu den Lagerfugen) Es wurden zunächst sowohl für Normal- als auch Dünnbettmörtel die vollständigen Stoffgesetze zur Beschreibung des Verbundverhaltens in der Lagerfuge unter (Biege-)Zugbeanspruchung ermittelt. Die Untersuchungen zur Mauerwerk-Biegezugfestigkeit zeigen deutlich den maßgebenden Einfluss der Streuung der Materialeigenschaften und der Ausführungsqualität auf die Mauerwerk-Biegezugfestigkeit. Um diesen quantifizieren zu können, sind weitere Versuche mit deutlich höherer Prüfkörperanzahl, die eine statistische Betrachtung ermöglichen, erforderlich. Dennoch zeigen die durchgeführten Untersuchungen, dass sogar bei ungünstigen Herstellungsbedingungen auch für Normalmörtel eine Biegezugfestigkeit senkrecht zur Lagerfuge nachweisbar ist. So erscheint es – wie bereits in [35] veröffentlicht – vertretbar, in der Bemessung für alle Mauerstein-MauermörtelKombinationen eine Biegezugfestigkeit senkrecht zu den Lagerfugen in Ansatz zu bringen.

4 Nachweis von Kellerwänden Kellerwände sind nicht nur Vertikalbelastungen ausgesetzt, sondern müssen auch dem horizontalen Erddruck der Bodenhinterfüllung standhalten. Der Erddruck dominiert das Tragverhalten von Kellerwänden, die in der Regel nur mit einer geringen Auflast am Wandkopf belastet sind. Die Horizontalbelastung steigt mit der Höhe der Bodenhinterfüllung und führt zu einer Biegewirkung, der der vertikale Druck entgegenwirkt. Die Bemessungsvorschriften der deutschen und europäischen Normen für Mauerwerk (DIN 1053-1, DIN 1053-100 und EN 1996-3) gehen auf die analytische Methode von Mann/Bernhardt [36] zurück.

Das analytische Modell von Mann/Bernhardt basiert auf der Annahme, dass die Kellerwand über eine ausreichende Flexibilität verfügt, um dem aktiven Erddruck standzuhalten. Die Reibung zwischen der Hinterfüllung und der Wand wird aufgrund von Isolier- oder Abdichtungsschichten vernachlässigt, darum gilt der Erddruckkoeffizient Ka = 1/3 als angemessener Wert für jede Bodenart. Die Verteilung des Erddrucks wird als mit der Tiefe linear steigend mit einem maximalen Wert von Ka · ge · he , je nach Dichte und Höhe der Hinterfüllung, angenommen (Bild 7).

Wenn eine Verkehrslast q an der Bodenoberfläche vorliegt, kann diese berücksichtigt werden, indem eine äquivalente Höhe für die Bodenhinterfüllung verwendet wird, die der folgenden Gleichung entspricht:

hei = he +

q γe

Unter der Annahme, dass in vertikaler Richtung eine Bogentragwirkung vorliegt, kann die Wandlängskraft im Gleichgewicht wie folgt bestimmt werden:

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Fig. 7. Loading and internal forces of uniaxially spanning basement walls with low imposed loads at the top Bild 7. Belastung und Schnittgrößen einachsiger Kellerwände mit geringer Nutzlast im oberen Teil

with the maximum bending moment; the necessary imposed load at the top of the wall can be calculated including the weight of the wall by:

No ≥

Me1

where gw is the weight density of the wall. The bending moment due to earth pressure is given as following:

Me1 =

K a ⋅ γ e ⋅ hs3 6

Me1 2elim

mit elim als maximal zulässige Exzentrizität der Wandlängskraft. Die oben aufgeführte Gleichung gilt für die Lage des maximalen Biegemomentes. Die erforderliche Auflast am Wandkopf kann mit dem Wandgewicht wie folgt berechnet werden:

− γ w ⋅ t ⋅ x1

2elim

N1 ≥

µ

No ≥

Me1

mit gw als Dichte der Wand. Das Biegemoment infolge des Erddrucks wird angegeben als

with

h3  h 2 µ = ei3  1 − ei + hs 3 3 hs 

Me1 =

3  hei  hs3 

K a ⋅ γ e ⋅ hs3 6

µ

mit

and

µ= x1 = hs 1 −

− γ w ⋅ t ⋅ x1

2elim

h 2wi  hei  1 −  3hs  hs2 

3  hei h 2  1 − ei + 3 hs 3 3 hs 

3  hei  hs3 

und

Considering that the weight density of the backfill does not exceed the value of 20 kN/m2 and the service load q on the ground surface is not greater than 5 kN/m2, the latter expressions can be simplified into the following:

x1 = hs 1 −

h 2wi  hei  1 −  3hs  hs2 

and

Wenn berücksichtigt wird, dass die Dichte der Hinterfüllung den Wert von 20 kN/m2 nicht überschreitet und die Verkehrslast q auf der Bodenoberfläche nicht größer als 5 kN/m2 ist, können die letztgenannten Gleichungen wie folgt vereinfacht werden:

x1 ≈ hs − he/2

µ ≈ he/hs / 2

(

)

2

µ ≈ he/hs / 2

(

)

2

und By having an accidental eccentricity ea of 0.04 t yields:

N1,k,inf ≥

K a ⋅ γ e ⋅ hs ⋅ he2

(

12 ⋅ 2elim,k − ea

)

=

γ e ⋅ hs ⋅ he2 22,56 t

x1 ≈ hs − he/2 Bei Berücksichtigung einer außerplanmäßigen Exzentrizität ea von 0,04 t ergibt das:

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The basement wall must also be checked for compressive failure and out-of-plane shear strength. For the purposes of checking compressive failure, an assumption of a maximum eccentricity of t/3 is reasonable:

No,d,sup ≤

fd ⋅ t 3

=

η ⋅ fk ⋅ t 3γ M

where fd is the design value of the compressive strength, t is the thickness of the wall, η is the reduction factor covering long term effects, fk is the characteristic value of the compressive strength, and gM is the partial safety factor for material.

This procedure assumes that the necessary load is available and can be applied. If this is not the case, the question should be asked as to whether neighbouring structural elements can be activated in order to absorb the standard force calculated (see [37]).

5 Summary The latest findings on the bending strength of masonry show that there is certainly an area in which the current situation can be improved in both constructing models and with regard to the key values. In particular, there is an increase requirements for wall systems to withstand wind, earth pressure and earthquakes. This means we must constantly refine our verification in the course of our design and by using the most appropriate building materials. Hence the example presented above for the verification of cellar walls shows that the system bearing capacity without a load is of great meaning for the verification of the wall. The current practical verification procedure in Germany which is based on tables must be questioned, as the bending strength perpendicular to bed joints cannot be applied alongside this. According to these calculations, such walls are not really loadbearing.

The model presented in this article, which includes the parameter of the ratio of orthotropic bending strength, perpendicular/parallel to the bed joint, allows verification of infill walls. Improvements for this type of modelling is of high interest. The bending strength of masonry perpendicular to the bed joint should not continue to be restricted to thin bed mortar, but instead to be applied to any analysis based on values established experimentally.

There is a particular lack of investigations into wall thickness in conjunction with the various types of brick/block.

In the case of bending strength parallel to the bed joint, fracture mechanics testing formed the basis for working out the main influences: overlap area; wall thickness; and adding mortar to head joints depending on the brick/ block material. Further testing should be performed by means of strengthening and improving the database.

38

N1,k,inf ≥

K a ⋅ γ e ⋅ hs ⋅ he2

(

12 ⋅ 2elim,k − ea

)

=

γ e ⋅ hs ⋅ he2 22,56 t

Die Kellerwand muss auch im Hinblick auf ein Versagen unter Druck und Plattenschub geprüft werden. Für die Prüfung eines Versagens unter Druck ist es angemessen, von einer maximalen Exzentrizität von t/3 auszugehen:

No,d,sup ≤

fd ⋅ t 3

=

η ⋅ fk ⋅ t 3γ M

mit fd als Bemessungswert für die Druckfestigkeit, t als Wanddicke, η als Reduktionsbeiwert, der langfristige Effekte abdeckt, fk als charakteristischem Wert für die Druckfestigkeit und gM als partiellem Sicherheitsbeiwert für das Material.

Das Verfahren setzt voraus, dass die erforderliche Auflast aufgebracht werden kann bzw. vorhanden ist. Ist das nicht der Fall, ist zu überlegen, ab sich angrenzende Bauteile aktivieren lassen, um die errechnete Normalkraft aufnehmen zu können (vgl. [37]).

5 Zusammenfassung Die jüngsten Erkenntnisse zum Biegetragverhalten von Mauerwerk zeigen, dass sowohl bei der Modellbildung als auch hinsichtlich der Kennwerte durchaus Verbesserungsbedarf der derzeitigen Situation besteht. Die Anforderungen insbesondere an die Tragfähigkeiten von wind-, erddruckund erdbebenbeanspruchten Wandsysteme steigen, so dass die Nachweise im Zuge der Bemessung immer stärker verfeinert und baustoffgerechter ausgestaltet werden müssen.

So zeigt sich bei dem hier vorgestellten Beispiel der Nachweise der Kellerwände, dass der Systemtragfähigkeit bei fehlender Auflast eine sehr große Bedeutung zukommt, um solche Wände überhaupt nachweisen zu können. Das derzeit in Deutschland praktizierte Verfahren des Nachweises von Ausfachungsflächen mittels Tabellen muss in Frage gestellt werden, da gleichzeitig die Biegezugfestigkeit senkrecht zu den Lagerfugen nicht ansetzbar ist. Derartige Wände sind demnach eigentlich gar nicht tragfähig. Mit dem in diesem Beitrag vorgestellten Modell, bei dem das Verhältnis der Biegezugfestigkeiten senkrecht/parallel zur Lagerfuge als Parameter eingeht, können nun Ausfachungsflächen berechnet werden. Eine weitere Verbesserung solcher Modelle wäre sehr wünschenswert. Die Biegezugfestigkeiten von Mauerwerk senkrecht zur Lagerfuge sollten nicht auf Dünnbettmörtel beschränkt bleiben, sondern auf experimenteller Basis abgesicherte Werte in die Analyse einfließen. Hier fehlen insbesondere noch Untersuchungen zur Wanddicke in Verbindung mit den verschiedenen Steinarten. Bei der Biegezugfestigkeit parallel zur Lagerfuge wurden auf der Basis bruchmechanischer Untersuchungen die wesentlichen Einflüsse Überbindemaß, Wanddicke, Stoßfugenvermörtelung in Abhängigkeit der Steinmaterialien herausgearbeitet, wobei auch hier weiterführende Untersuchungen zur Absicherung und zur Verbesserung der Datenbasis erfolgen sollten.

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Authors − Autoren: Dipl.-Ing. Ulf Schmidt Materialprüfungs- und Versuchsanstalt Neuwied (MPVA) Sandkauler Weg 1, 56564 Neuwied Dr.-Ing. Tammam Bakeer Prof. Dr.-Ing. Wolfram Jäger TU Dresden, Fakultät Architektur, 01062 Dresden Prof. Dr.-Ing. Wolfgang Brameshuber RWTH Aachen University, Institut für Bauforschung (ibac) Schinkelstraße 3, 52062 Aachen

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Articles – Fachthemen Catherine (Corina) Papanicolaou Thanasis Triantafillou Pere Roca Fabregat

DOI: 10.1002/dama.201500647

Increase of load-carrying capacity of masonry with textile reinforced rendering Erhöhung der Tragfähigkeit von Mauerwerk mit textilbewehrtem Putz Contemporary externally bonded structural upgrading schemes for masonry structures employ Fiber Reinforced Polymer (FRP) systems (a technique that was extended from concrete to masonry structures) and technical textiles (structural fiber grids) embedded in inorganic matrices. The latter account for a multitude of systems depending on the type of grid – fiber material, bundle treatment (dry, coated or even impregnated), grid geometry, manufacturing method etc. – and matrix – binder (e. g. cement or lime), rheology etc. – resulting in the derivation of many different acronyms (FRCM, TRM, CMG, IMG or other – see for definitions below). The mechanical behavior of such systems and their interaction with different substrates may vary significantly (e. g. dry vs. impregnated fiber grids embedded in mortars). This paper aims to summarize all reported efforts to increase the load-carrying and/or deformation capacity of unreinforced masonry walls against in-plane loading and second-order phenomena (eccentric compressive loading).

Zeitgemäße externe Verbundstrukturen zur Verbesserung der Mauerwerkstrukturen sind zum Beispiel faserbewehrter Kunststoff (GFK), eine Methode, die vom Beton übernommen wurde, und technische Textilien (Fasernetze), die in anorganischen Matrices eingebunden werden. So hat sich eine Vielzahl von Systemen in Abhängigkeit des Netztyps – Fasermaterial, Garnbehandlung (trocken, beschichtet oder imprägniert), Netzgeometrie, Herstellungsmethode etc. – und der Matrix-Bindemittel (z. B. Zement oder Kalk) Rheologie etc. – entwickelt, mit der Folge diverser Kurzbezeichnungen (FRCM, TRM, CMG, IMG und andere), die im Folgenden noch erklärt werden. Das mechanische Verhalten solcher Systeme und die Interaktion mit dem Untergrund kann sehr stark variieren (z. B. trockene im Vergleich zu imprägnierten Fasernetzen, in Mörtel eingebettet). Der Beitrag fasst die Maßnahmen zur Erhöhung der Tragfähigkeit und/oder der Verformbarkeit von in der Wandebene belasteten unbewehrten Mauerwerkswänden unter Berücksichtigung von Effekten zweiter Ordnung (exzentrische Druckbelastung) zusammen.

1 Introduction

1 Einleitung

The idea of combining fiber grids with mortars for the preservation of masonry structures is not new. For example, whitewash has been used on earthen buildings since before recorded history. Consisting of ground gypsum rock, water, and clay, whitewash acted as a sealer, which could be either brushed on the adobe (sun-dried brick) wall or applied with large pieces of coarse fabric such as shown in [1].

These rudimentary construction practices are still applied by unskilled builders of vernacular earth-based dwellings.

Interventions for masonry structures involving overlays have since the ‘whitewash era’ evolved tremendously keeping the core idea unchanged: a fibrous structure is attached on the masonry member by use of a binding means.

Die Idee, zur Verstärkung von Mauerwerk fasergebundene Netze zu verwenden, ist nicht neu. So wurden beispielsweise Lehmbauwerke bereits vor der dokumentierten Historie mit Kalkanstrichen versehen. Bestehend aus Gipsstein, Wasser und Lehm übernahmen die Kalktünche die Funktion einer Versiegelung, die auf Lehmziegeln (sonnengetrocknet) gemeinsam mit großen Stücken eines groben Textils, wie in [1] dargestellt, aufgebracht wurde. Diese eher rudimentären Praktiken werden auch heute noch von ungelernten Handwerkern bei landestypischen Lehmgebäuden angewandt. Für Mauerwerkstrukturen einschließlich entsprechender aufgebrachter Schichten gibt es inzwischen sehr gute Weiterentwicklungen seit dieser „TünchÄra“, ohne dabei die Kernaspekte dieser Methode vergessen zu haben: Mittels Klebern werden Faserstrukturen auf dem Mauerwerkbauteil aufgebracht.

2 In-plane strengthening methods Two broad categories of test set-ups are used by researchers in order to evaluate the efficiency of mortar-based overlays (FRCM, TRM, CMG, IMG or other – see for definitions below) as strengthening systems for in-plane loading of masonry walls: diagonal compression and in-plane shear ones. Results in the literature are available for systems using carbon, coated alkali-resistant (AR)-glass, epoxy resin-impregnated AR-glass or basalt meshes to strengthen walls made of concrete masonry units, fired clay bricks (solid or perforated), stone and tuff blocks. Experimental

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2 Verstärkungsmethoden in Wandebene Zwei verschiedene Versuchsanordnungen zur Prüfung der Wirksamkeit von mörtelbasierten Schichten (FRCM, TRM, CMG, IMG oder andere – Definitionen siehe später) für Verstärkungssysteme in Wandebene werden in der Forschung angewendet: der diagonale Druckversuch und der Schubversuch. Es gibt in der Literatur Untersuchungsergebnisse für Textilien basierend auf Carbon, beschichtetem

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results suggest that these systems represent a promising solution for the structural upgrading of masonry structures undergoing in-plane loading.

2.1 Diagonal compression tests These tests typically follow the suggestions of a modified version of ASTM E 519 [2], accounting for the dimensions of used masonry panels; the interpretation of test results is based either on ASTM E 519 and/or on RILEM TC 76LUM [3] (Fig. 1).

Mantegazza [5] conducted an experimental investigation on 11 single-leaf masonry panels (467.5 mm × 467.5 mm × 105 mm), made of solid clay bricks and cement mortar, loaded in diagonal compression. The reinforcing system comprised a balanced bi-directional (0°/90°) carbon fiber net (168 g/m2) embedded in a cement-based mortar. Both single- and double-layered overlays were considered in the following configurations (net orientation given in respect to mortar joints): (i) unilateral application of a single-layered FRCM with net orientation 0°/90°, (ii) unilateral application of a double-layered FRCM with net orientation 0°/90° and ±45°, and (iii) bi-lateral application of a double-layered FRCM with net orientation 0°/90° and ±45°. According to ACI 549.4R-13 [6] an FRCM is a composite material consisting of one or more layers of cement-based matrix reinforced with dry fibers in the form of open mesh or fabric. Apart from two un-strengthened specimens (one of which was exploitable and served as the control one) two other specimens received a net-free unilateral mortar layer. The author postulates that the masonry portion involved in the load resisting mechanism is larger in FRCM-strengthened specimens than that involved in un-strengthened ones. This is supported by the formation of more (than one) cracks in specimens receiving single-layered FRCM overlays. The failure mechanism in panels strengthened with double-layered FRCMs was due to the debonding of the overlays from the masonry substrate. The mean shear stress at failure was increased by 33 % to 281 % depending on the configuration of the

a)

alkaliresistenten (AR) Glas, mit Epoxidharz imprägniertem AR-Glas oder Basalt zur Verstärkung von Wänden aus unterschiedlichen Steinmaterialien, Beton, Ziegel, Naturstein und Tuff. Die Versuchsergebnisse zeigen, dass es sehr vielversprechende Lösungen zur Verbesserung der Tragfähigkeit von Mauerwerkstrukturen gibt.

2.1 Diagonale Druckversuche Diese Versuchsart folgt den Empfehlungen einer modifizierten Version von ASTM E 519 [2] unter Berücksichtigung der Dimensionen des Mauerwerks. Die Interpretation der Versuche erfolgt auf der Basis von ASTM E 519 oder RILEM TC 76-LUM [3] (Bild 1).

Mantegazza [5] führte Experimente an 11 einschaligen Mauerwerktafeln (467,5 mm × 467,5 mm × 105 mm) durch, hergestellt aus Vollsteinen aus Ziegel und zementgebundenem Mörtel, jeweils im diagonalen Druckversuch. Die Bewehrung bestand aus einem Carbontextil mit zweiachsiger Ausrichtung (0°/90°) und einem Flächengewicht von 168 g/m2, eingebunden in einen zementgebundenen Mörtel. Einseitige und zweiseitige Schichten wurden jeweils in der folgenden Konfiguration (Textilorientierung unter Beachtung der Mörtelfugen) berücksichtigt: (i) einseitiges Aufbringen eines einschichtigen FRCM mit 0°/90°-Orientierung, (ii) einseitiges Aufbringen eines doppelschichtigen FRCM mit 0°/90°-Orientierung und ±45°, und (iii) zweiseitiges Aufbringen eines zweischichtigen FRCM mit 0°/90°-Orientierung und ±45°. Nach ACI 549.4R-13 [6] ist FRCM ein Verbundmaterial, bestehend aus einer oder mehreren Schichten zementbasierten Putzes, bewehrt mit einem Netz oder Gewebe aus trockenen Fasern. Zusätzlich wurden zwei unverstärkte Probekörper (einer als Referenz) und zwei mit unbewehrter, einschichtiger Mörtelschicht versehene Versuchskörper geprüft. Die Autoren stellen fest, dass der Lastwiderstandsanteil des Mauerwerks bei FRCM-bewehrten Wänden größer als bei den mit unbewehrtem Mörtel beschichteten Wänden ist. Dies wird unterstützt durch die Beobachtung einer Mehrfachrissbildung im einschichtigen FRCM-verstärkten Mauer-

b)

Fig. 1. (a) Diagonal compression test snapshot of a perforated clay brick wallette receiving an overlay of coated glass fiber textile embedded in a cement-based matrix (fracture lines are highlighted at the end of the test; traces of the used LVDTs fixing points are also visible), (b) Typical shear stress vs. shear strain plots of reinforced and unreinforced diagonal compression masonry specimens. Photo and graph courtesy of Dr. Koutas based on the work of Koutas et al. [4] Bild 1. (a) Versuchsaufbau für einen diagonalen Druckversuch an einem Prüfkörper aus Lochziegeln; verkleidet mit einem in einer zementgebundenen Matrix eingebundenen, beschichteten Glasfasertextil (Risse sind hervorgehoben nach durchgeführtem Versuch; die Messlinien für die Wegaufnehmer sind an den Befestigungspunkten erkennbar), b) Typisches Schubspannungs-Verformungsdiagramm eines bewehrten und unbewehrten Probekörpers im diagonalen Druckversuch aus Koutas [4]

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strengthening scheme, whereas unilateral rendering of specimens with net-free mortar resulted in approx. 40 % increase of the maximum shear stress.

Prota et al. [7] investigated the performance of a cementitious matrix–grid (CMG) system consisting of a quasi-balanced bi-directional (0°/90°) coated AR-glass grid externally applied to single-leaf tuff masonry wallettes (approx. 955 mm × 1065 mm × 250 mm), by means of a fiberreinforced polymer-modified cement-based mortar. Twelve diagonal compression tests were performed; four were tested as-built and eight were tested using different CMG strengthening configurations (unilateral and bi-lateral application of single- and double-layer systems). A transition of failure mechanisms was related to the type of reinforcement layout: from sliding along mortar joints for as-built panels and panels receiving unilateral overlays to combined sliding along mortar joints and tensile rupture of units or reinforcement rupture for panels with bi-lateral single-layer CMGs and finally to uniform cracking for panels with bi-lateral double-layer CMGs (failing due to local masonry crushing at the load application areas and, thus, not reaching their actual shear capacity). Maximum shear stress was increased by 70 % to 185 % depending on the CMG configuration. Panels strengthened with a CMG on one side showed the activation of evident out-of-plane deformation that led to a more brittle failure and consequently to a lower strength increase. Conversely, when double CMG layers were applied on both wall sides better postpeak response and significant increase in ductility was observed.

Faella et al. [8] employed a single-layer strengthening system identical to that of Mantegazza [5] (carbon-fiberreinforced cement matrix – CFRCM) in order to symmetrically strengthen six un-reinforced tuff masonry walls (1200 mm × 1200 mm × 400 mm) undergoing diagonal compression; three walls were tested as built. The latter failed due to diagonal meandering cracking following the mortar-to-brick interface along alternating head and bed joints. The reinforced masonry walls failed after loss of adhesion between the strengthening layer and the masonry substrate; in some cases a substantial part of the wall was detached along with the jacket (a failure mode associated – by the authors – to the specific brick stacking pattern used). The in-plane shear strength of the strengthened walls increased by four to six times compared to the one of as built walls. Nevertheless, the authors point out the fact that full exploitation of the strengthening system was not achieved (due to premature bedonding of the jacket) and they suggest that a more rational matching between the specific mechanical properties of the masonry to be strengthened and the fiber density or strength of the fabric should be pursued in future interventions for the sake of economy.

Parisi et al. [9] carried out an experimental campaign aimed at assessing the effectiveness of an inorganic matrixgrid (IMG) strengthening system to improve shear behavior of tuff masonry. The system comprised a two-component inorganic glass fiber-reinforced matrix made of hydraulic lime and sand and mixed with latex and water and a balanced bi-directional (0°/90°) polymer-coated AR-glass fiber net. Diagonal compression tests were carried out on double-leaf tuff masonry walls (1250 mm × 1250 mm ×

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werk. Der Bruchmechanismus in Tafeln, die mit zweischichtigem FRCM versehen waren, zeigte eine Delamination der Schicht vom Putzgrund. Die mittlere Scherfestigkeit beim Bruch wurde von 33 % bis zu 281 % gesteigert, abhängig von der Auslegung der Verstärkungsmaßnahme.

Bei dem Mauerwerk mit einschichtigem Putz ohne Bewehrung ergab sich eine Steigerung der maximalen Scherspannung um ca. 40 %.

Prota et al. [7] untersuchten die Leistungsfähigkeit von zementgebundenen Matrix-Netz (CMG)-Systemen, die aus bidirektionalen Textilien mit 0°/90°-Orientierung aus beschichtetem AR-Glas bestanden. Diese wurden auf einschaliges Mauerwerk (ca. 955 mm × 1065 mm × 250 mm) aufgetragen, wobei als Mörtel ein polymer-modifiziertes, faserverstärktes System verwendet wurde. Es wurden 12 diagonale Druckversuche durchgeführt. Vier Probekörper wurden geprüft wie hergestellt, und acht unter Verwendung verschiedener CMG-Verstärkungen (einseitig oder zweiseitig mit einschichtigen oder zweischichtigen Systemen). Eine Veränderung des Bruchmechanismus wurde in Bezug gestellt zum Bewehrungssystem: Haftscherversagen entlang der Lagerfuge für unbewehrte Platten, eine Kombination von Haftscherversagen in der Lagerfuge und Zugversagen der Steine oder Bewehrungsversagen bei zweiseitigen, einschichtigen CMGs bis hin zur gleichmäßigen Rissbildung für Platten mit zweiseitigen, doppelschichtigen CMGs (lokales Mauerwerkversagen im Lasteinleitungsbereich, d. h. vor der eigentlichen Bruchlast). Die maximale Scherspannung konnte zwischen 70 % und 185 % in Abhängigkeit des jeweiligen CMG gesteigert werden. Platten mit CMG-Verstärkung auf einer Seite zeigten eine ausgeprägte Verformung senkrecht zur Wandebene mit der Folge von sprödem Bruch und daher auch nur geringer Laststeigerung. Dagegen wurde bei den zweiseitigen Verstärkungen und zwei Schichten ein deutlich verbessertes Nachtragverhalten und eine signifikante Steigerung der Duktilität beobachtet.

Faella et al. [8] untersuchten ein einschichtiges System identisch zu dem von Mantegazza [5] (Carbonfaserbewehrte Zementmatrix – CFRCM). Es wurden sechs unbewehrte Tuffsteinmauerwerke symmetrisch verstärkt (1200 mm × 1200 mm × 400 mm) und im diagonalen Druckversuch geprüft. Drei Wände wurden als Referenz geprüft. Diese versagten durch Fugenversagen in den Lager- und Stoßfugen (treppenförmig). Das bewehrte Mauerwerk versagte infolge Verbundversagen zwischen der Putzschicht und dem Putzgrund. In einigen Fällen löste sich ein Teil der Wand einschließlich der Verstärkungsschicht ab (ein Versagensfall, den die Autoren auf die Spezifika des Steinmaterials zurückführen). Die Tragfähigkeit wurde durch die Verstärkung um einen Faktor von 4 bis 6 gesteigert im Vergleich zu den Referenzwänden. Die Autoren sehen das Verstärkungssystem teilweise noch nicht ausgenutzt, da es zu Schalenrissen gekommen ist. Für eine ökonomische Ausnutzung des Verstärkungssystems sehen sie weiteren Forschungsbedarf.

Parisi et al. [9] führten ein experimentelles Programm durch mit der Zielsetzung der Überprüfung der Effektivität von anorganischen Matrix-Textil (IMG)-Systemen durch Steigerung der Scherfestigkeit von Tuffsteinmauerwerk. Es wurde eine zweikomponentige anorganische Matrix, bestehend aus einem hydraulischen Kalk, Sand, Latex und Was-

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310 mm). The testing campaign included three as-built specimens and three couples of strengthened specimens with: (1) double-side IMG; (2) single-side IMG; and (3) single-side IMG with passing-through steel fiber-reinforced polymer (SFRP) ties. As-built specimens suffered stairstepped cracking whereas single-side strengthened ones with and without SFRP ties experienced small cracks on the strengthened side and large cracks on the unstrengthened one (attributed by the authors to out-of-plane bending). Double-side strengthened specimens failed due to grid rupture. A gradual increase in shear strength from as-built to double-side strengthened specimens was observed; the shear strength of specimens strengthened on one side, one side with SFRP ties and two sides increased respectively by 90 %, 135 % and 210 % compared to as-built specimens.

The application of SFRP ties to single-side strengthened specimens induced a higher increase in both shear strength and ductility.

A summary of the experimental outcomes of 35 tests on masonry panels reinforced with the IMG strengthening technique (derived from diagonal compression tests) are presented by Balsamo et al. [10]. The tests include those of Prota et al. [7], Balsamo et al. [10] and Parisi et al. [9] along with five tests on uncoursed stone masonry panels. The latter were strengthened on both sides with lime-based mortar and FRP grids (two using basalt grids, BFRP, and other two using glass grid, GFRP; one specimen was tested as built). Reinforced panels failed due to the debonding of the overlay from the specimens this debonding involving a part of the original masonry substrate. This type of failure was attributed to the weak lime-based mortar of the system. IMG strengthening solution provided a mean shear strength increase of 200 % in the case of BFRP grid and 148 % in the case of GFRP grid.

The effectiveness of a hybrid strengthening technique to increase the in-plane shear strength of un-reinforced masonry (URM) walls was experimentally investigated by Borri et al. [11] The technique is a combination of jacketing one side of the wall with GFRP (Glass Fiber Reinforced Polymer) mesh embedded in an inorganic matrix (referred to as “GFRM” by the authors) and repointing of mortar joints on the other side using high strength stainless steel cords (referred to as ‘‘Reticolatus’’ by the authors). The two reinforced faces were connected to each other by means of transverse threaded stainless steel bars. The GFRP mesh used comprised an unbalanced net of AR-glass fibers impregnated with an epoxy resin and the inorganic matrix consisted of a plasticized hydraulic lime/sand mortar. A series of cyclic diagonal compression tests was carried out on double-leaf stone walls (1200 mm × 1200 mm × 400 mm – made of either roughly hewn or round river stones) and single-leaf solid clay walls (1200 mm × 1200 mm × 250 mm).

Based on the results of the experimental program, it appears that the proposed system increases considerably the in-plane shear strength of the reinforced masonry panels compared to that of URM ones. Furthermore, the contribution of the GFRM jacket to the in-plane shear strength increase is invariantly higher than the respective contribution of the ‘‘Reticolatus’’ system (which can ensure wall integrity at large deformation levels).

In-situ testing is of great importance to understand the response of both URM and strengthened masonry struc-

ser in Verbindung mit einem bidirektionalen 0°/90°-Textil aus polymerbeschichtetem AR-Glas, verwendet. Die diagonalen Druckversuche wurden an zweischaligem Tuffsteinmauerwerk (1250 mm × 1250 mm × 310 mm) durchgeführt. Drei Proben dienten als Referenz und jeweils zwei wurden bewehrt mit: (1) zweiseitigem IMG; (2) einseitigem IMG; (3) einseitigem IMG mit eingefädelten stahlfaserbewehrten Polymerbündeln (SFRP). Die Referenzproben zeigten Fugenversagen mit treppenförmigem Rissverlauf, die einseitig verstärkten Proben mit und ohne SFRP-Bündeln kleine Risse auf der verstärkten Seite und große Risse auf der unverstärkten Seite, was die Autoren auf eine Beanspruchung senkrecht zur Wandebene zurückführen.

Zweiseitig verstärkte Proben versagten durch Textilversagen. Eine allmähliche Steigerung der Scherfestigkeit von der Referenzprobe bis hin zur zweiseitig verstärkten Probe war zu beobachten; einseitig 90 %, einseitig mit SFRPBündeln 135 % und zweiseitig 210 %. Die Anwendung von SFRP-Bündeln bei der einseitig verstärkten Wand zeigte eine Steigerung von Schubfestigkeit und Duktilität.

Eine Zusammenfassung der Erkenntnisse aus 35 diagonalen Druckversuchen an Probekörpern, bewehrt mit der IMG-Technik, wird in Balsamo et al. [10] gegeben. Es werden die Versuche von Prota et al. [7], Balsamo et al.

[10] und Parisi et al. [9] gemeinsam mit fünf Versuchen von unbehandelten Mauersteinwänden verglichen. Letztere wurden auf beiden Seiten mit einem kalkbasierten Mörtel und FRP-Textilien (zwei mit Basalt-Netzen (BFRP), einer als Referenz) verstärkt. Die verstärkten Wände versagten durch Ablösen der Verstärkungsschicht vom Putzgrund.

Diese Versagensart wird auf den schwachen Kalkmörtel zurückgeführt. IMG-verstärkte Lösungen ermöglichten eine Steigerung der Scherfestigkeit um 200 % im Fall des BFRPTextils und um 148 % beim GFRP-Netz.

Die Wirksamkeit einer hybriden Verstärkungstechnik zur Steigerung der Schubfestigkeit in Wandebene von unbewehrtem Mauerwerk (URM) wurde experimentell untersucht von Borri et al. [11]. Die Technik ist eine Kombination aus einer einseitigen Beschichtung der Wand mit GFRP-Textilien eingebunden in eine anorganische Matrix und nachträglichem Einlegen von Edelstahlschnüren (von den Autoren „Reticolatus“ genannt) auf der anderen Seite.

Die zwei bewehrten Flächen werden über Edelstahlbewehrung miteinander verbunden. Das GFRP-Textil beinhaltet ein isotropes Netz aus AR-Glasfasern, imprägniert mit einem Epoxidharz und eingebettet in eine anorganische Matrix, die aus hydraulischem Kalk/Sandmörtel besteht.

Eine Serie von zyklischen diagonalen Druckversuchen wurde an zweischaligen Steinwänden (1200 mm × 1200 mm × 400 mm – bestehend aus grob gehauenen oder runden Flusssteinen) und einschaligen Mauerwerkswänden (1200 mm × 1200 mm × 250 mm) durchgeführt. Die Untersuchungen zeigen, dass die gewählten Maßnahmen eine erhebliche Steigerung der Scherfestigkeit im Vergleich zur Referenz ermöglichen. Dabei hat das GFRP-System Vorteile im Vergleich zu dem mit den Edelstahlschnüren (welches bei großen Verformungen die Unversehrtheit der Wand sicherstellen kann).

In-situ-Untersuchungen sind von großer Wichtigkeit für das Verständnis sowohl von unbewehrtem als auch verstärktem Mauerwerk. Derartige Datensammlungen helfen bei der Validierung der Laborversuche, die nur bis zu einem

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tures and the data acquired from such tests is essential to validate laboratory-based studies which – at a certain degree – fail to represent real-practice conditions. Corradi et al. [12] report the results of a series of in-situ shear tests carried out on historic wall panels reinforced with a system similar to the GFRM system of Borri et al. [11] – with through anchors – difference being the inorganic matrix used (in this case, a cement-based hydraulic lime/sand mortar). Existing wall panels included double-leaf rough hewn rubble stone masonry and solid brick masonry. Both diagonal compression and shear-compression tests were carried out whereas some of the samples were first tested in their original state then they were repaired and then tested again. Hence, the technique was evaluated not only as a preventive application but also as a repairing one. The test results (absolute values of in-plane strength increase) differed depending on different masonry types tested, scope of intervention (strengthening or retrofitting) and type of test conducted but, in general, they revealed that the increase in shear strength due to GFRM jacketing can be significant (up to 1060 % when compared to the URM panels), especially for walls of limited thickness. When lower ratios between wall thickness and GFRM jackets were achieved the technique resulted in lower shear strength increase.

In the work of Babaeidarabad et al. [13] concrete masonry un-reinforced walls (1220 mm × 1220 mm × 92 mm) were externally retrofitted on both sides with either 1-ply or 4-ply carbon-FRCM and subjected to diagonal compression (triplets of specimens per case plus a triplet of control walls). Walls were tested under load control in three cycles of loading and unloading, where the last cycle was continued till failure. FRCM consisted of a balanced carbon fabric (mesh) comprising polymer-coated fiber strands and a fiber-reinforced mortar made of combinations of Portland cement, silica fume, fly ash and silica sand. Failure of the control and of all retrofitted specimens was by diagonal tensile cracking and toe crushing, respectively. FRCM seemed to be effective in increasing the shear capacity by constraining diagonal tensile cracking and transferring tensile stresses across diagonal cracks. Shear strength enhancements were found to be equal to 1.95 and 2.36 for 1-ply and 4-ply FRCM, respectively. Stiffness and pseudoductility were also enhanced (the latter to a lesser extent due to toe crushing). Apart from the experimental evidence the authors show analytically that the key parameter in the shear capacity and failure modes of FRCM-strengthened walls is a proposed calibrated reinforcement ratio. It is interesting that – if normalized according to the proposed calibrated reinforcement ratio – the FRCM and FRP strengthening methods provide similar increments in shear capacity. A threshold value of this ratio is established at 1.5 % leading to failures controlled by toe crushing. Finally, the ACI 549 [6] provisions were used in order to calculate shear capacity for both prediction and design.

2.2 In-plane shear loading Marshall [14], Mobasher et al. [15] and Aldea et al. [16] reported in-plane shear tests on concrete masonry full scale pier (lightly reinforced single-wythe masonry) walls receiving overlays of a coated AR-glass FRCM. Different unilateral FRCM application schemes were realized on

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gewissen Grad die reale Situation korrekt wiedergeben.

Corradi et al. [12] berichten über Ergebnisse von Serien zu In-situ-Scherversuchen, durchgeführt an historischen Wänden und bewehrt mit einem System ähnlich dem GFRP wie oben geschildert (Borri et al. [11]) – mit Durchankerung und dem Unterschied bei der anorganischen Matrix (zementgebunden, hydraulischer Kalk und Sand). Die Wände bestanden aus zweischaligem Mauerwerk mit grob gehauenem Bruchstein und Vollziegeln. Es wurden sowohl diagonale Druckversuche als auch Scher-Druckversuche durchgeführt, wobei einige Proben im Originalzustand geprüft wurden, mit anschließender Verstärkung und weiterer Prüfung. Diese Technik diente der Beurteilung nicht nur einer Vorsorge, sondern auch der Instandsetzung geschädigter Bauteile. Die Versuchsergebnisse variieren in Abhängigkeit der unterschiedlichen Mauerwerktypen, der Zielsetzung (Verstärkung oder Sanierung) und der Art des Tests.

Prinzipiell konnte gezeigt werden, dass die Scherfestigkeit mit einer GFRM-Schicht signifikant im Vergleich zur Referenz (bis zu 1060 %) insbesondere bei dünnen Wänden gesteigert werden konnte. Bei dickeren Wänden im Verhältnis zur Umhüllung war diese Steigerung geringer.

Babaeidarabad et al. [13] führte die Untersuchungen an unbewehrtem Mauerwerk aus Betonsteinen (1220 mm × 1220 mm × 92 mm) durch. Die Wände wurden auf beiden Seiten mit entweder einer Lage oder vier Lagen CarbonFRCM verstärkt und im diagonalen Druckversuch geprüft (jeweils drei Probekörper für jeden Fall und drei Referenzen). Die Wände wurden lastkontrolliert in drei Lastzyklen beansprucht, wobei der letzte Zyklus bis zum Bruch gefahren wurde. FRCM bestand aus einem gleichmäßigen Carbontextil mit Polymerbeschichtung und einem faserbewehrten Mörtel aus Portlandzement, Silikastaub, Flugasche und quarzitischem Sand. Der Bruch erfolgte bei allen Probekörpern durch diagonales Zugversagen und Fußpunktversagen. FRCM-Verstärkung scheint sehr effektiv zur Steigerung der Schubkapazität, da das diagonale Zugversagen behindert und die Zugspannungen entlang der diagonalen Risse umgelagert werden. Die Scherfestigkeiten werden bei einer Lage Textil um 1,95 und bei vier Lagen Textil um 2,36 gesteigert. Steifigkeit und Pseudoduktilität werden ebenfalls verbessert, wobei letztere aufgrund des Fußpunktversagens weniger stark ausfällt. Neben den experimentellen Beobachtungen haben die Autoren auf analytischem Weg gezeigt, dass ein kalibrierter Bewehrungsgehalt der Schlüsselparameter für die Scherkapazität und die Versagensarten von mit FRCM verstärkten Wänden ist. Für FRCM- und FRP-Verstärkungsmethoden führt eine Normierung in Bezug auf diesen kalibrierten Bewehrungsgehalt zu gleichen Zuwachsraten bei der Scherkapazität. Ein Schwellenwert für dieses Verhältnis, bei dem es zu einem Fußpunktversagen kommt, wurde mit 1,5 % eingeführt.

Zum Schluss wurden die ACI 549 [6] Richtlinien verwendet, um die Scherkapazität für Prognose und Bemessung zu berechnen.

2.2 Schub in Wandebene Marshall [14], Mobasher et al. [15] und Aldea et al. [16] berichten über Schubversuche an Mauerwerk aus Betonsteinen im großen Maßstab (einschalig, leicht bewehrt), bei denen Schichten aus beschichtetem AR-Glas- FRCM auf-

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different walls: 2 plies 0°/90°, 2 plies 0°/90° and ±45° and 3 plies 0°/90° and 2 × ±45°. Failures of the strengthened specimens were due to shear between the front and the rear faces of the blocks. The FRCM system added 38–57 % to the strength and 29–44 % to the deformation capacity of the bare wall specimen. FRCM – when compared to FRP alternatives – provided superior performance.

Papanicolaou et al. [17] studied the effectiveness of carbon FRCM (termed Textile Reinforced Mortar – TRM – in their work) and FRP for in-plane strengthening of URM walls made of perforated fired clay bricks. The textile was a balanced carbon fiber grid and the matrix comprised a cement-based polymer-modified mortar. The FRP system was in the form of overlays (using the same textile as for the TRM system but bonded on the wall face with an epoxy resin) and near-surface mounted (NSM) reinforcement. Medium scale masonry walls were subjected to in-plane cyclic loading; three types of specimens were used: shear walls, beam-columns and beams. The parameters investigated comprised matrix type (cementitious versus organic resin), number of layers, orientation of the moment vector with respect to the bed joints, and performance of jackets (TRM or FRP) versus NSM strips. It was concluded that TRM jacketing provides substantial increase in strength and deformation capacity. Compared with resin-based systems, TRMs result in reduced effectiveness for strength, the magnitude of which depends on the type of loading and on the number of textile layers used. Based on the experimental results TRM jackets were found to be at least 65–70 % as effective as FRP jackets with identical textiles. In terms of deformability TRM jacketing proved significantly more effective than FRP (the magnitude of deformation capacity increase being dependent upon the type of strengthened member).

An extension of the work done by Papanicolaou et al.

[17] to walls made of stone blocks was realized by Papanicolaou et al. [18] In this work shear walls were subjected to in-plane cyclic shear under compressive loading equal to 3 % of the wall’s compressive strength. Two specimens were tested each symmetrically strengthened with one layer of basalt fiber TRM; the first incorporated a fiber-reinforced mortar and the second one a low strength mortar. Shear walls responded to the cyclic lateral loading by rocking thus hindering the basalt TRM overlays from being activated.

The contribution of an IMG overlay to the response of a previously damaged full-scale URM wall with an opening undergoing in-plane lateral loading under constant compressive loading was investigated by Augenti et al. [19]. The wall was repaired with IMG composites (identical to the ones of Parisi et al. [9]) on both sides of the wall spandrel and subjected to a cyclic displacement-controlled test up to a near-collapse state. According to experimental evidence the IMG strengthening system was able to provide energy dissipation capacity to the spandrel panel, restoring load-bearing capacity of the as-built wall, and delaying strength degradation that was indeed observed at larger displacements.

A brief reference to in-plane shear tests on full-scale hollow concrete masonry walls strengthened with two different geometrical configurations of AR-glass TRC is given

by Le Quan et al. [20]. In this work, TRC jackets were applied in the form of: (i) ‘frame bands’ (forming a Π at the perimeter of the wall leaving an un-strengthened core) and (ii) bands as in (i) with two additional ones covering the

gebracht wurden. Verschiedene einseitige FRCM-systeme wurden realisiert: zwei Lagen Textil 0°/90° und +/–45° und drei Lagen Textil 0°/90° mit 2× +/–45°. Das Versagen der verstärkten Probekörper entstand durch Schub zwischen Vorder- und Rückseite der Blöcke. Das FRCM-System erzeugte 38 % bis 57 % der Festigkeit und 29 % bis 44 % der Deformationskapazität der Referenzen. FRCM-Systeme scheinen im Vergleich zu FRP-Systemen eine deutliche Steigerung der Leistungsfähigkeit zu ermöglichen.

Papanicolaou et al. [17] untersuchte die Auswirkungen von Carbon-FRCM (auch textilbewehrter Mörtel TRM genannt) und von FRP für die Verstärkung von Mauerwerk aus Lochziegeln bei Beanspruchung in Wandebene.

Das Textil war ein isotropes Carbon-Netz und die Matrix ein zementgebundener, polymermodifizierter Mörtel. Das FRP-System wurde als Schicht mit demselben Textil wie für den TRM, aber verklebt auf der Wandoberfläche, aufgebracht. Zusätzlich kam eine oberflächennahe Bewehrung (NSM) zum Einsatz. Mittelgroße Wände wurden zyklisch belastet. Drei Typen von Probekörpern wurden verwendet: Schubwände, Stützenbalken und Balken. Die untersuchten Parameter waren der Matrixtyp (zementgebunden im Vergleich zu organischem Harz), Anzahl der Lagen, Orientierung des Moments unter Berücksichtigung der Lagerfugen, und Leistungsfähigkeit der Umhüllung (TRM oder FRP) im Vergleich zu NSM-Streifen. Mit der TRM-Verstärkung wird eine deutliche Steigerung der Schubfestigkeit und der Verformungskapazität erreicht. Im Vergleich zu den organisch basierten Systemen sind die TRMs etwas weniger effektiv in der Festigkeit, wobei die Effektivität von Belastungsfall und der Anzahl der Textillagen abhängig ist. Auf der Grundlage der experimentellen Ergebnisse sind TRM-Verstärkungen im Vergleich zu den FRP-Schichten nur 65 bis 70 % effektiv, allerdings bei der Verformung etwas besser, wobei die Deformationskapazität sich abhängig von dem zu verstärkenden Bauteil steigern lässt.

Eine Erweiterung der Arbeit von Papanicolaou et al.

[17] auf Wände aus Natursteinblöcken wurde veröffentlicht von Papanicolaou et al. [18]. In dieser Arbeit wurden Schubwände in der Wandebene einer zyklischen Scherbeanspruchung bei gleichzeitiger Auflast, die 3 % der Mauerwerkdruckfestigkeit entsprach, unterworfen. Die Wände wurden symmetrisch verstärkt mit einer Lage BasaltfaserTRM; die erste Verstärkung wurde mit einem faserbewehrten Mörtel und die zweite mit einem Mörtel mit niedriger Druckfestigkeit hergestellt. Die Schubwände reagierten auf die zyklische Belastung in Form eines Schaukelns, wodurch die Verstärkungsschicht daran gehindert wurde, aktiv zu werden.

Der Anteil von IMG-Schichten an der Reaktion von vorgeschädigten großmaßstäblichen unbewehrten Wänden mit Öffnungen unter Scheibenschub bei gleichzeitig wirkender Auflast wurde von Augenti et al. [19] beschrieben. Die Wand wurde instandgesetzt mittels IMG-Verbundwerkstoffen (identisch zu denen von Parisi et al. [9]), die auf beiden Seiten der Wandspandrille aufgebracht wurden. Die Wände wurden zyklisch verformungskontrolliert bis nahe dem Versagen belastet. Entsprechend der experimentellen Zielsetzung konnte mit dem IMG-Verstärkungssystem eine Steigerung der Kapazität zur Energiedissipation der Spandrillenwand, der wieder hergestellten Tragfähigkeit im Vergleich zur ursprünglichen Wand, und eine ver-

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core of the wall in an x-shaped configuration. The authors conclude that the TRC strengthening method allows for considerable energy dissipation during lateral loading due to the fiber/matrix pull – out phenomenon.

3 Strengthening of masonry against buckling 3.1 Introduction The adequate maintenance of the large stock of masonry buildings that is still in use today requires efficient techniques for the conservation and upgrading of masonry structural members. As is well known, the capacity of load bearing masonry walls is often determined by the second order effects and the possible buckling failure. In an attempt to provide a both sustainable and efficient solution for the conservation and upgrading of masonry walls, the use of Textile Reinforced Mortar is proposed (TRM) as a technology to mitigate second order effects and increase the load bearing capacity of masonry walls.

The response of unreinforced load bearing walls has been studied by different researchers since several decades ago [21] to [26], resulting in the formulation for structural verification provided by Eurocode 6 [27] and other national or international standards. A recent research by Sandoval et al. [28], [29] has analyzed the response of eccentrically loaded walls with the aim to provide improved empirical equations for the assessment of their ultimate capacity. In turn, most of the research contributions on the out-ofplane response of strengthened masonry have focused on the experimental characterization and analysis of walls reinforced with FRP strips normally glued with epoxy resin to the masonry substrate [30] to [39]. There are some works specifically oriented to evaluate the effectiveness of the TRM reinforcement against out-of-plane loading conditions [18], [40], [41] to [44]. Additionally, research has been carried out on the characterization of specific properties of reinforced mortars, such as the bond between the mortar and masonry [45] to [48] or the tensile strength of mortars [49]. Most of these latter works have been devoted to the study of Carbon Fibre Reinforced Cementitious Matrices (CFRCM) or steel reinforced grout (SRG).

3.2 Materials TRM is a composite material used to strengthen masonry or concrete structures. It consists of high performance fibre grids bonded to the structure’s surface with a high performance mortar. TRM is advantageous, compared to other solutions, because of its durability and its better chemical and mechanical compatibility with the masonry substrate compared to other strengthening techniques.

Due to potential incompatibility problems caused by the use of epoxy-glued solutions to strengthen masonry members, there has been significant research on alternative reinforcing methods and materials. In fact, TRM was initially developed to overcome the problems of FRP in masonry application. It has been widely applied to masonry arches and for the in-plane strengthening of walls [19], [50] to [53].

TRM has been identified as one the most suitable solution for the strengthening of masonry members subjected to shear or out-of-plane loading conditions. Blanksvärd [51] compared TRM performance with Fibre Reinforced Con-

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spätete Festigkeitsabnahme, die tatsächlich erst bei größeren Verformungen auftrat, erreicht werden.

Eine kurze Referenz zu Scheibenschubversuchen im großen Maßstab an Mauerwerk aus Betonhohlblocksteinen verstärkt mit zwei verschieden geometrischen AR-GlasTRC-Schichten ist in Le Quan et al. [20] gegeben. Hier werden TRC-Schichten (i) rahmenförmig am Rand der Wand, also mit einem unbewehrten inneren Teil, und (ii) mit Bändern wie unter (i) beschrieben und zusätzlich einer X-förmigen Verstärkung im zunächst unverstärkten Bereich angeordnet. Die Autoren schlussfolgern, dass die Verstärkung mit TRC eine deutliche Steigerung der Energiedissipation während der Scheibenbeanspruchung durch das Herausziehen der Fasern aus der Matrix ermöglicht.

3 Verstärken von Mauerwerk gegen Knicken 3.1 Einleitung Eine angemessene Sanierung des großen Bestandes von Mauerwerkgebäuden, wie sie heute immer noch in Benutzung sind, erfordert effiziente Techniken für den Erhalt und die Ertüchtigung von Mauerwerkbauteilen. Wie allgemein bekannt, wird die Tragfähigkeitskapazität von Mauerwerkwänden bestimmt über Effekte zweiter Ordnung und ein mögliches Versagen durch Knicken Ein Versuch, eine nachhaltige und gleichzeitig effiziente Lösung für den Erhalt und die Ertüchtigung von Mauerwerkwänden zu ermöglichen, ist die Verwendung von textilbewehrtem Mörtel (TRM) als Technologie zur Verminderung Effekte zweiter Ordnung und zur Steigerung der Tragfähigkeit von Mauerwerkwänden.

Das Verhalten unbewehrter tragender Wände wurde in der Vergangenheit von verschiedenen Forschern untersucht [21] bis [26], was schließlich zu den Inhalten des heutigen Eurocode 6 [27] und anderen nationalen und internationalen Normen geführt hat. Eine frühere Forschungsarbeit von Sandoval et al. [28], [29] analysierte das Verhalten von exzentrisch belasteten Wänden, um die empirischen Gleichungen zu verbessern in Bezug auf den Grenzzustand ihrer Tragfähigkeit. Die meisten Forschungsarbeiten über das Verhalten von verstärktem Mauerwerk senkrecht zur Wandebene konzentrierten sich auf die experimentelle Beschreibung und Analyse von mit FRP-Streifen bewehrten Wänden (normalerweise auf dem Mauerwerk mit Epoxidharz verklebt) [30] bis [39]. Es gibt weiterhin einige Arbeiten, die die Effektivität von TRM-Bewehrung bei einer Belastung senkrecht zur Wandebene überprüfen [18], [40], [41] bis [44]. Zusätzlich wurden weitere Arbeiten zur Charakterisierung der besonderen Eigenschaften von bewehrten Mörteln durchgeführt, unter anderem zum Verbund zwischen Mörtel und Mauerwerk [45] bis [48] oder zur Zugfestigkeit der Mörtel [49]. Die meisten dieser späteren Arbeiten konzentrierten sich auf mit Carbonfasern bewehrte zementgebundene Matrices (CFRCM) oder stahlfaserbewehrte Vergussmörtel (SRG).

3.2 Materialien TRM ist ein Verbundwerkstoff, welcher zur Verstärkung von Mauerwerk- oder Betonbauteilen verwendet wird. Er besteht aus sehr leistungsfähigen Fasernetzen, die über einen Hochleistungsmörtel mit der Bauteiloberfläche ver-

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crete (FRC) and Mineral Based Composites (MBC) showing the superior performance of the first. Specifically, it was observed that no TRM debonding problems occurred, in contrast with the FRP debonding failures frequently obtained in previous investigations.

The experimental research presented in the following sections, carried out by Bernat et al. [53], [54] deals specifically with the response of brick masonry walls strengthened with TRM renders against buckling failure. This research has considered three different types of commercial TRM renders specifically designed for the strengthening of masonry structures. The first type includes a cementitious based mortar reinforced with glass fibre grids. The second one consists of a lime-based mortar with pozzolan and glass micro-fibre additions reinforced with glass fibre grids.

The third type of render consists of pozzolan hydraulic binder with carbon fibre grids.

3.3 Experimental investigations The research presented herein focussed on the use of TRM for the strengthening of masonry load bearing walls subjected to eccentric vertical loading. It included an experimental programme on full scale brick masonry walls. The reinforcement of the walls consisted of the aforementioned combinations of fibre grids and mortar matrices. The experimental programme included the testing of 11 walls, of which 9 were strengthened with TRM. The walls, built with solid bricks and Portland cement mortar, had a height of 165 cm, a width of 90 cm and a thickness of 13.2 cm.

Tests on composite prisms allowed the measurement of a masonry compressive strength of 10.8 MPa and a Young modulus of 780 MPa [53], [54]. All walls were hinged at their top and bottom ends and were subjected to a load eccentricity of 30 mm at both ends.

The compressive strength of the cementious-based, lime-based and pozzolan-based mortars utilized was of 42.20, 14.53 and 34.47 MPa respectively. The two different types of grids utilized, consisting of glass and carbon fibres, had a tensile strength of 45 kN/m and 160 kN/m respectively. Overall, 9 reinforced walls were tested, three of them corresponding to each of the three different TRM combinations mentioned. Two unreinforced walls were tested with the same eccentricity for comparison purposes.

The unreinforced walls failed due to typical buckling failures involving the appearance of a hinge close to midheight. In turn, the reinforced walls showed two different failure modes. Two cases failed because of out of plane bending caused by the eccentric loading. The remaining 7 walls failed due to a diagonal crack related to compression effects at the upper or lower edge (Fig. 2). Delamination or debonding between TRM and masonry or tensile failure of the reinforcement grids were not observed. Fig. 3 shows an example of the load-displacement curves obtained. In this figure, the dimensionless vertical load is defined as the ratio between the load (P) and the sectional capacity of the wall (ϕ = P/Afk where A is the area of the transverse section and fk is the masonry compressive strength). The lower curves show cases reinforced with a glass single grid while the upper one corresponds to double layer reinforcement.

bunden werden. TRM hat seine großen Vorteile, im Vergleich zu anderen Lösungen, aufgrund seiner Dauerhaftigkeit und seiner besseren chemischen und mechanischen Affinität mit dem Putzgrund im Vergleich zu anderen Verstärkungsmethoden. Die prinzipiell vorhandene Unverträglichkeit bei Verwendung von Epoxidharz als Kleber zur Verstärkung von Mauerwerkbauteilen hat zu einer ausgedehnten Forschung zur Suche alternativer Methoden und Materialien geführt. Tatsächlich wurde TRM ursprünglich entwickelt, um diesen Problemen bei der Anwendung auf Mauerwerk zu begegnen. TRM wurde häufig angewendet bei Mauerwerksbögen und der Scheibenschubverstärkung von Wänden [19], [50] bis [53]. TRM wurde schließlich als besonders geeignet für das Verstärken von Mauerwerkbauteilen befunden, die Scheibenschub oder einer Beanspruchung senkrecht zur Wandebene unterliegen.

Blanksvärd [51] verglich die Leistungsfähigkeit von TRM mit faserbewehrtem Beton (FRC) und mineralisch gebundenen Verbundwerkstoffen (MBC), wobei sich die besondere Leistungsfähigkeit von TRM herausstellte. Insbesondere ergaben sich keine größeren Probleme der Delamination im Vergleich zu den anderen Systemen, besonders dem FRP. Die experimentelle Forschung, wie im Folgenden beschrieben, wurde von Bernat et al. [53], [54] durchgeführt und behandelt besonders das Verhalten von Mauerwerk aus Ziegeln, verstärkt mit Putzen aus TRM, gegen Knicken. Diese Arbeit berücksichtigt drei verschiedene Arten von kommerziellen TRM-Putzen, die speziell ausgelegt wurden für die Verstärkung von Mauerwerkbauteilen.

Der erste Typ besteht aus einem zementgebundenen Mörtel mit Glasfasernetzen. Der zweite ist ein kalkbasierter Mörtel mit Puzzolanen und Mikroglasfasern bewehrt mit Glasfasernetzen. Der dritte Putztyp besteht aus einem puzzolanischen hydraulischen Binder mit Carbonfasernetzen.

3.3 Experimentelle Untersuchungen Die Forschungsarbeit beschränkt sich auf die Verwendung von TRM zur Verstärkung von tragendem Mauerwerk, das einer exzentrischen vertikalen Last ausgesetzt ist. Die Bewehrung der Wände bestand aus der zuvor aufgeführten Kombination von Fasernetzen mit Mörtelmatrices. Das experimentelle Programm beinhaltete das Prüfen von 11 Wänden, die aus Vollziegeln und Mörtel mit Portlandzement aufgebaut wurden, bei einer Höhe von 1,65 m, einer Breite von 90 cm und einer Dicke von 13,2 cm. Versuche an Verbundwerkstoffprismen ergaben eine Mauerwerkdruckfestigkeit von 10,8 MPa und einen Elastizitätsmodul von 780 MPa [53], [54]. Alle Wände waren am Fußpunkt und Wandkopf gelenkig gelagert und exzentrisch belastet mit einer Exzentrizität von beidseitig 30 mm.

Die Druckfestigkeiten der Mörtel wurden jeweils ermittelt zu 42,2 MPa für den zementgebundenen, 14,53 MPa für den kalkbasierten und 34,47 MPa für den puzzolanischen Mörtel. Die zwei verschiedenen Typen von Netzen hatten eine Zugfestigkeit von 45 kN/m für das Glas und 160 kN/m für das Carbon. Insgesamt wurden neun bewehrte Wände geprüft, jeweils drei mit den verschiedenen drei TRM-Systemen. Zwei unbewehrte Wände wurden als Referenz geprüft.

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a)

b)

c)

d)

Fig. 2. Failure modes shown by the tested walls; (a) buckling failure mode, (b) buckling/bending with masonry failure in compression, (c) bending failure, (d) upper or lower edge compression failure with diagonal crack; cases (a) and (b) are unreinforced Bild 2. Versagensarten von geprüften Wänden; (a) Knicken, (b) Knicken/Biegung mit Versagen der Druckzone, (c) Biegeversagen, (d) Druckversagen im Lasteinleitungsbereich mit diagonalen Rissen; Fälle (a) und (b) sind unbewehrt

A significant increase of the capacity of the walls with respect to the unreinforced cases was obtained. For a single grid layer, Portland-based mortar combined with glass fibre grids and pozzolan-based mortar with carbon fibre grids provided an increase of about 100 % of the capacity.

Lime-based mortar combined with glass fibre produced a lesser although still meaningful increase of about 70 %.

Providing two grid layers caused an increase of about 150 %. In all cases, the application of TRM reinforcement reduced very significantly the scattering on the strength normally observed in unreinforced walls.

Fig. 3. Dimensionless ultimate load (ϕ) vs dimensionless lateral displacement (h/t, where h is the displacement and t is the wall thickness) for walls reinforced with TRM composed of lime based mortar with glass fibre grid; the legend indicates the eccentricity at wall mid-height Bild 3. Dimensionslose Maximallast (ϕ) in Abhängigkeit der Verschiebung senkrecht zur Wandebene (h/t, h Verschiebung, t Wanddicke) für Wände, bewehrt mit TRM bestehend aus kalkbasiertem Mörtel mit Glasfasertextil; die Legende gibt die Exzentrizität in Wandmittenhöhe an

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Die unbewehrten Wände versagten infolge typischen Knickens, wobei sich etwa in Wandmitte ein Gelenk ausbildete. Hingegen zeigten die bewehrten Wände zwei verschiedene Versagensarten: In zwei Fällen kam es zu einem Biegeversagen infolge der exzentrischen Last; die anderen sieben Wände versagten durch diagonale Risse infolge der Druckspannungen am oberen und unteren Rand (Bild 2).

Eine Delamination zwischen TRM und Mauerwerk oder ein Zugversagen der Textilbewehrung konnte nicht beobachtet werden. Bild 3 zeigt ein Beispiel der Last-Verformungskurven. In diesem Bild ist die normierte Vertikallast definiert als Last (P) bezogen auf die bereichsweise Kapazität der Wand (ϕ = P/Afk mit A als belastete Teilfläche und fk als Mauerwerkdruckfestigkeit). Die unteren Kurven stammen von einer Bewehrung mit einer Lage Glasfasertextil, die obere für zwei Lagen.

Es wurde eine deutliche Steigerung der Kapazität der Wände im Vergleich zu den unbewehrten Systemen festgestellt. Für eine Lage Textil, Portlandzementmörtel kombiniert mit Glasfasertextilien und puzzolanischem Mörtel mit Carbonfasertextilien, ließ sich die Kapazität um etwa 100 % steigern. Der kalkbasierte Mörtel mit Glasfasertextil führte zu einer etwas geringeren Steigerung der Kapazität um etwa 70 %. Bei zwei Lagen Textil ergab sich eine Steigerung um etwa 150 %. In allen Fällen führte die Anwendung von TRM-Bewehrung zu einer signifikanten Reduktion der Streuung in der Festigkeit im Vergleich zu unbewehrten Wänden.

3.4 Modellierung Der analytischen Überprüfung und rechnerischen Modellierung von mit FRP verstärktem Mauerwerk wurde in der Vergangenheit große Aufmerksamkeit gewidmet. Insbesondere wurden hoch entwickelte Computerprogramme für diese Art der Verstärkungsmethode entwickelt, basie-

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3.4 Modeling The analytical assessment and computational modelling of FRP strengthened masonry has deserved large attention.

Specifically, sophisticated computer tools have been proposed for this type of strengthening based on the homogenization technique and homogenized limit analysis [55] to [57] In contrast, the modelling of TRM strengthened masonry has not yet deserved a comparable effort. Some aspects, such as the role played by the reinforcement anchorage length, have been analysed and computationally simulated to significant detail using nonlinear FE analysis.

Based on their experimental results, an analytical and a numerical method have been proposed by Bernat el al.

[53], [54] in order to assess the ultimate capacity of masonry walls strengthened with TRM. The analytical method is derived from the equilibrium and strain compatibility conditions and is based on conventional calculation methods for concrete sections. Two failure modes are considered, corresponding to the failure of the wall in compression or to the failure of the fibre grid in tension. Stresses in compressed masonry are modelled as a plastic rectangular block for failure due to masonry and as a triangular diagram for failure of the fibre grid in tension. When compared with the experimental results, the method produces acceptable predictions with an average error of 15 %.

The numerical method proposed is based on a 2D plane strain description of the transverse section of the strengthened walls (Fig. 4). A simplified micro-modelling approach is defined in which the bricks are modelled together with their surrounding mortar as a homogenised material. The TRM reinforcement is also modelled as a homogenised material integrating the mortar and the fibre grid. The contacts between masonry rows are described by means of cohesive contact elements allowing debonding

rend auf der Technik der Homogenisierung und der homogenisierten Grenzzustandsanalyse [55] bis [57]. Im Vergleich dazu ist das Modellieren von Mauerwerk mit TRMVerstärkung bislang noch nicht weit entwickelt. Einige Aspekte, wie zum Beispiel die Verankerungslänge der Bewehrung, wurden analysiert und rechnerisch simuliert mit nichtlinearer FE-Analyse.

Basierend auf ihren Experimenten hat Bernat el al.

[53], [54] eine analytische und eine numerische Methode zur Berechnung der maximalen Kapazität von Mauerwerk verstärkt mit TRM vorgeschlagen. Die analytische Methode wurde abgeleitet aus Gleichgewichts- und Dehnungsverträglichkeitsbedingungen und basiert auf konventionellen Methoden aus dem Betonbereich. Zwei Versagensarten wurden berücksichtigt, welche mit dem Versagen der Wand unter Druck oder dem Versagen des Textils unter Zug übereinstimmen. Die Spannungen im druckbeanspruchten Mauerwerk wurden modelliert in Form eines plastischen Rechteckblocks für das Versagen von Mauerwerk und als dreieckförmiges Diagramm für das Versagen des Textils unter Zug. Im Vergleich zu den experimentellen Ergebnissen und der Rechenmethode ergaben sich akzeptable Übereinstimmungen mit einem mittleren Fehler von 15 %.

Die numerische Methode basiert auf einer 2D-Dehnungsbeschreibung des übertragenden Bereichs der verstärkten Wände (Bild 4). Es wurde ein vereinfachter Mikromodellierungsansatz definiert, bei dem die Steine gemeinsam mit dem umgebenden Mörtel als homogenisiertes Material betrachtet wurden. Die TRM-Bewehrung wurde ebenfalls als homogenisiertes Material aus Mörtel und Fasertextil modelliert. Der Kontakt zwischen den einzelnen Steinlagen wird beschrieben mittels kohäsiver Kontaktelemente, die eine Verbundauflösung und Trennung erlauben.

Fiktive Kontaktelemente wurden ebenfalls verwendet zur Simulation der diagonalen Rissbildung am Kopf und am

Fig. 4. Stress distribution at failure for a wall reinforced with carbon fibres and pozzolan based TRM; (a) vertical stress distribution, (b) contact pressures, (c) contact shear stresses; values in Pa Bild 4. Spannungsverteilung beim Versagen von Wänden, bewehrt mit TRM aus puzzolanischem Mörtel und Carbonfasertextil; (a) Verteilung der vertikalen Spannungen, (b) Kontaktdruckspannungen, (c) Kontaktscherspannungen; Werte in Pa

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and separation. Fictitious contact elements are also used to simulate diagonal cracking at the top or bottom ends of the walls. The average error in the prediction of the experimental results is 20 % in this case. A detailed parametric analysis was carried out based on this model. According to it, TRM strengthening is especially efficient in the case of slender walls, for which second order effects are most critical.

Fuß der Wände. Der durchschnittliche Fehler in der Vorhersage im Vergleich zu den experimentellen Versuchen beträgt in diesem Fall 20 %. Auf der Basis dieses Modells wurde eine detaillierte Parameterstudie durchgeführt. Daraus ergibt sich, dass TRM-verstärktes Mauerwerk sehr effizient für schlanke Wände ist, für die Effekte zweiter Ordnung sehr kritisch sind.

4 Conclusions

4 Schlussfolgerungen

TRM has shown to be an efficient solution for the strengthening of load bearing masonry walls against failures associated to in-plane loads. The application of TRM strengthening may provide a substantial increase of the load bearing capacity of the walls. The gain in wall capacity increases with the strength of the mortar matrix, the tensile strength of the fibres and the number of grid layers provided to the TRM reinforcement.

TRM hat sich als sehr wirksame Lösung zur Verstärkung von tragenden Mauerwerkwänden gegen Versagen in Verbindung mit Balstungen in der Wandebene gezeigt. Die Anwendung einer TRM-Verstärkung führt zu einer erheblichen Steigerung der Tragfähigkeit von Wänden. Der Anstieg in der Tragfähigkeit wächst mit der Festigkeit der Mörtelmatrix, der Zugfestigkeit der Textilien und der Anzahl der Lagen von Textilien im TRM.

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Authors − Autoren: Assit. Prof. Catherine (Corina) Papanicolaou, kpapanic@upatras.gr Prof. Thanasis C. Triantafillou, ttriant@upatras.gr Structural Materials Laboratory, University of Patras Department of Civil Engineering, Patras GR-26500, GREECE Prof. Pere Roca Fabregat Universitat Politècnica de Catalunya, BarcelonaTech Department of Construction Engineering Campus Diagonal Nord, Building C1. C. Jordi Girona, 1-3 08034 Barcelona

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Articles – Fachthemen Wolfgang Brameshuber

DOI: 10.1002/dama.201500646

A proposal for the restructuring of the Eurocode EN 1996-1-1 Ein Vorschlag zur Neustrukturierung des Eurocode EN 1996-1-1 In this article an attempt is made to simplify the application of EC 6 by a strict and clear division of the EC 6 into calculation, execution and materials. The calculation engineer does not, therefore, need to get involved with building materials specific parameters, which make it much more difficult to get a view over the variety of possible combinations. The introduction of classes in the characteristics that are relevant for building materials means that the structural engineer specifies suitable quantities necessary for his task, the builder/product manufacturer by suitable methods and choice of unit/mortar combinations achieves the required classes and, the product manufacturer, in particular, should be entitled to have the possibility of the individual specification, e. g. as part of general appraisal certificates.

In diesem Beitrag wird der Versuch unternommen, durch eine strikte und klare Aufteilung des EC 6 in Bemessung, Ausführung und Baustoffe eine Vereinfachung der Anwendung des EC 6 zu erreichen. Der bemessende Ingenieur muss sich so nicht mit baustoffspezifischen Kennwerten auseinandersetzen, die den Überblick über die Vielfalt der möglichen Kombinationen durchaus erschweren. Die Einführung von Klassen bei den baustoffrelevanten Kenngrößen bewirkt, dass der Bemessende geeignete, für seine Fragestellung erforderliche Größen festlegt, der Bauausführende/ Produkthersteller durch geeignete Methoden und Wahl von Stein-/Mörtelkombinationen die geforderten Klassen erzielt, wobei insbesondere dem Produkthersteller durchaus auch die Möglichkeit der individuellen Festlegung, z. B. im Rahmen von allgemein bauaufsichtlichen Zulassungen, zugestanden werden sollte.

1 Introduction

1 Einleitung

The structure and content of the EC 6 – design, construction and execution of masonry – have now, apart from various minor modifications, become 10 years old. The EC 6 is the result certainly not always easy reachable agreements on the European level, since the traditions for this method of building in the individual countries are very different.

Thus, for example, the partial coefficients of safety for the material in Germany are lower than in most European countries [1]. Masonry is intensively researched in Germany as far as the load carrying capacity is concerned. That is why the share of the normal bed joint has declined considerably in the past years in relation to the thin bed joint.

This is due to improved values regarding the tolerance of units [2]. The number and quality of the investigations, for example, as part of the building inspection approvals have brought a big gain in knowledge so that better use of the building material is possible. The national Appendix for Germany states the regulations of the EC 6 in considerably more detail, which, due to the different unit materials, appears to be necessary. In conclusion this greater precision justifies the more intense use of the building material.

The different masonry unit materials have, however, in relation to their compressive strength, very different tensile/compressive strengths in the longitudinal direction of the unit. While with solid units a reliable ratio can still be given, the hole formation and manufacturing processes influence this relation to a considerable extent with cored units. With a bending and shear loading of masonry walls the tensile and compressive strengths of the block – besides

Struktur und Inhalt des EC 6 – Bemessung, Konstruktion und Ausführung von Mauerwerk – sind bis auf diverse kleinere Modifikationen inzwischen mehr als 10 Jahre alt. Der EC 6 ist das Ergebnis einer sicher nicht immer einfachen Einigung auf europäischer Ebene, da die Traditionen bei dieser Bauweise in den einzelnen Ländern extrem unterschiedlich sind. So sind z. B. die Teilsicherheitsbeiwerte für das Material in Deutschland geringer als in den meisten europäischen Staaten [1]. Mauerwerk ist in Deutschland intensiv untersucht, was die Drucktragfähigkeit angeht.

Daher hat sich auch der Anteil der Normalbettfuge in den vergangenen Jahren in Relation zur Dünnbettfuge erheblich verkleinert. Zurückzuführen ist dies auf die verbesserten Werte hinsichtlich der Toleranz bei den Steinen [2].

Anzahl und Qualität der Untersuchungen z. B. im Rahmen von bauaufsichtlichen Zulassungen haben den Erkenntnisgewinn soweit vorwärts gebracht, dass eine höhere Ausnutzung der Baustoffe möglich wurde. Der nationale Anhang für Deutschland präzisiert die Regelungen des EC 6 erheblich, was aufgrund der unterschiedlichen Steinmaterialien aber auch erforderlich erschien. Diese Präzisierung rechtfertigt schlussendlich die stärkere Ausnutzung der Baustoffe.

Die verschiedenen Mauersteinmaterialien haben jedoch in Relation zu ihrer Druckfestigkeit ganz unterschiedliche Zug-/Druckfestigkeiten in Steinlängsrichtung.

Während beim Vollstein ein seriöser Verhältniswert noch angegeben werden kann, beeinflussen Lochbild und Herstellverfahren diese Relation in starker Form bei Lochstei-

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the adhesive shear strength – are critical for the load carrying capacity. In [3] there is a summary over the band width of the corresponding unit characteristics. With a bending stress vertical to the wall plane the bending strength of the unit or the adhesive shear strength between unit and mortar is critical. The bending tensile strength depends on the width of the units [4], but also substantially on the hole percentage and the hole pattern. In the past this material characteristic was described as an alternative only by means of the tensile strength in the unit longitudinal direction, which is derived from the compressive strength in the unit height direction. This procedure cannot be scientifically justified from a materials technology point of view.

In the EC 6 and the German national Appendix though, at present, relatively accurate formulae are given for the shear and bending carrying capacity for in-plane and out-of-plane loading. They are based on the previously given material characteristics. This coupling together of material characteristic and calculation values into one standard leads to a considerable complication in the handling, since the structural engineer must operate with characteristics which are not of interest to him when designing. Due to the variety of materials and types of units the calculation standard is confusing and individual characteristics can hardly be put in, since this would also be a considerable modification to EC 6. Special cases such as reinforced masonry cannot be designed economically taking into account the full performance when these material parameters are used. The decision of which stone manufacturing industry has realistic characteristics in order to make the best use of the material, and consequently considerably improved sustainability, is considerably hindered by the interconnection of material and calculation questions. Therefore, a first proposal for the disconnection of calculation, design, execution and material aspects was prepared, which is put forward in this paper. It is a proposal which, in particular, in regard to the material characteristics, categories, etc. should only be considered as an example. The concept described here serves as a basis to start the discussion on the implementation that is very much desired by the author.

2 Initial situation Figure 1 shows relatively clearly in comparison to the situation in reinforced concrete buildings (EC 2) that for historical reasons a consistent separation of design, execution and building product was not used for EC 6 – which was also the case with DIN 1053-1. The disadvantages have already been described. However, masonry is a conventional composite material, consisting of the product masonry unit and the product mortar. Depending on the type of masonry construction the load carrying capacities are very different and, thus, so are the corresponding characteristic strengths. Examples are thin bed or normal bed joints, mortar filled perpend joint, water content of the mortar in connection with the different types of masonry units, just to mention a few important factors.

3 The chosen approach If EC 6 is compared, for example, with EC 2, then it immediately becomes obvious that the definition of the compres-

nen. Bei einer Biege- und Scherbeanspruchung von Mauerwerkwänden sind die Zug- und Druckfestigkeiten der Steine – neben den Haftscherfestigkeiten – maßgebend für die Tragfähigkeit. In [3] ist eine Zusammenstellung über die Bandbreite der entsprechenden Steinkennwerte gegeben. Bei einer Biegebeanspruchung senkrecht zur Wandebene wird die Biegezugfestigkeit der Steine bzw. die Haftscherfestigkeit zwischen Stein und Mörtel maßgebend. Die Biegezugfestigkeit hängt von der Steinbreite ab [4], aber auch maßgeblich von Lochanteil und Lochbild. Bislang beschreibt man diesen Materialkennwert ersatzweise nur über die Zugfestigkeit in Steinlängsrichtung, die aus der Druckfestigkeit in Richtung Steinhöhe abgeleitet wird. Aus materialtechnologischer Sicht ist diese Vorgehensweise wissenschaftlich nicht zu begründen.

Im EC 6 und dem nationalen deutschen Anhang werden allerdings z. T. relativ genaue Formeln für die Scherund Biegetragfähigkeit in Wandebene und senkrecht dazu angegeben. Sie greifen auf die zuvor aufgeführten Materialkennwerte zurück. Diese Kopplung zwischen Materialkennwert und Bemessungswert in einer Norm führt zu einer erheblichen Verkomplizierung in der Handhabung, da der Bemessende mit Kennwerten operieren muss, die ihn bei der Erstellung einer Statik nicht interessieren. Durch die Vielfalt der Materialien und Steinarten wird die Bemessungsnorm unübersichtlich, und individuellere Kennwerte lassen sich kaum einbringen, da dies auch eine erhebliche Änderung des EC 6 bewirken würde. Sonderfälle wie bewehrtes Mauerwerk sind daher in ihrer vollen Leistungsfähigkeit auf der Basis der bisher festgelegten Materialkennwerte wirtschaftlich nicht abzubilden. Die Entscheidung der jeweiligen Stein herstellenden Industrie hin zu realistischen Kennwerten mit dem Hintergrund der optimierten Materialausnutzung und damit erheblich verbesserten Nachhaltigkeit wird durch die Verflechtung von Materialund Bemessungsfragen erheblich behindert. Daher wurde ein erster Vorschlag zur Entflechtung von Bemessungs-, Konstruktions-, Ausführungs- und Materialaspekten erarbeitet, der in diesem Beitrag vorgestellt wird. Es handelt sich dabei um einen Vorschlag, der insbesondere in Bezug auf die Materialkennwerte, Klasseneinteilungen etc. nur als beispielhaft verstanden werden darf. Das hier beschriebene Konzept dient als Grundlage für die vom Verfasser ausdrücklich gewünschte Diskussion zur Umsetzung.

2 Ausgangssituation Bild 1 zeigt im Vergleich zur Situation im Stahlbetonbau (EC 2) relativ deutlich, dass der EC 6 aus der Historie heraus – auch bei DIN 1053-1 war dies schon so – eine konsequente Trennung von Bemessung, Ausführung und Bauprodukt nicht vorgenommen hat. Die Nachteile wurden zuvor bereits beschrieben. Nun handelt es sich bei Mauerwerk um einen klassischen Verbundwerkstoff, bestehend aus dem Produkt Mauerstein und dem Produkt Mörtel. Je nach Art des Mauerwerkaufbaus ergeben sich sehr unterschiedliche Tragfähigkeiten, also entsprechende charakteristische Festigkeiten. Beispiele sind Dünnbettoder Normalbettfuge, Stoßfugenvermörtelung, Wasserhaushalt des Mörtels in Verbindung mit den unterschiedlichen Mauersteinen, um nur einige wichtige Faktoren aufzuführen.

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3 Der gewählte Ansatz

design

product

execution

test

Fig. 1. Comparison of the concept of EC 2 and EC 6 Bild 1. Vergleich des Konzepts von EC 2 und EC 6

sive strength of EC 2 is done by division into classes. The very fine classification is, at the end of the day, the result of agreement on the European level. Certainly the references to the cylindrical and cubic compressive strength are rather unfortunate and make things more complicated.

The structural engineer can now choose the necessary characteristic strength for his interests, over which both the calculation strength (factor for sustained loads and material partial safety factor) and the scattered average strength in the building are clearly defined. How this strength comes about, is laid down in the material standard EN 206 which belongs to EC 2 together with the national Appendix DIN 1045-2. The advantage of this procedure is that the calculation standard is completely free of material items. The initial materials for concrete are laid down in the corresponding product standards (e. g. EN 197, EN 12620 and EN 450). The standard which brings together these products is EN 206. Here the rules are laid down as to how, with the standardised products cement, aggregate, additives and water, a product called ‘concrete’ can be made with corresponding properties. With masonry there is no ‘EN 206’. There are product and application standards for the masonry units and the mortar, but what can be achieved by putting the materials together is laid down directly by EC 6 with the national Appendix. There is, thus, a need to bring in an ‘Intermediate standard’ in order to control the derivation of characteristic strengths at the right place. This standard has the designation EN XXX and the associated national Appendix EN XXX/NA in this article. The previous explanations were initially based on the compressive strengths. Since masonry is now also loaded with bending and shear stresses corresponding classes need to be introduced in EC 6 for these types of parameters, the calculation of these characteristic strength values is done similarly in ENXXX and ENXXX/NA.

4 Procedure Figures 2 and 3 show sections from the current German National Appendix to EC 6. This is about the calculation of the shear strength from the parameters adhesive shear stress and unit tensile strength as examples. To simplify the tables are now for the adhesive shear strength (here not shown) and calculations of the unit tensile strengths are

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Vergleicht man den EC 6 mit z. B. dem EC 2, dann fällt unmittelbar auf, dass die Definition der Druckfestigkeit beim EC 2 über eine Klasseneinteilung erfolgt. Die sehr feine Einteilung ist letztendlich der Einigung auf europäischer Ebene geschuldet. Sicher etwas unglücklich und verkomplizierend sind die Bezugnahmen auf die Zylinderund Würfeldruckfestigkeit. Der Statiker kann sich nun die für seine Belange erforderliche charakteristische Festigkeit auswählen, über die sowohl die Bemessungsfestigkeit (Dauerstandfaktor, Materialteilsicherheitsbeiwert) als auch die streuende mittlere Festigkeit im Bauwerk eindeutig definiert sind. Wie diese Festigkeit zustande kommt, ist in der zu EC 2 gehörigen Materialnorm EN 206 mit dem nationalen Anhang DIN 1045-2 geregelt. Vorteil dieser Vorgehensweise ist, dass die Bemessungsnorm von Materialfragen vollständig entlastet wird. Die Ausgangsstoffe für Beton sind in den entsprechenden Produktnormen geregelt (z. B. EN 197, EN 12620, EN 450). Die Norm, die diese Produkte zusammenführt, ist die EN 206. Hier werden die Regeln aufgestellt, wie mit den genormten Produkten Zement, Gesteinskörnung, Zusatzstoffe und Wasser ein Produkt „Beton“ mit entsprechenden Eigenschaften hergestellt wird. Beim Mauerwerk vermisst man genau diese „EN 206“. Es gibt die Produkt- und Anwendungsnormen für die Mauersteine und den Mörtel, aber was durch Zusammenführung der Materialien wird, regelt direkt der EC 6 mit dem nationalen Anhang. Es besteht also Bedarf, eine „Zwischennorm“ einzuführen, um die Herleitung charakteristischer Festigkeiten an der richtigen Stelle zu regeln. Diese Norm wird in diesem Beitrag mit ENXXX bezeichnet, der dazugehörige nationale Anhang ENXXX/NA. Die bisherigen Ausführungen bezogen sich zunächst auf die Druckfestigkeiten. Da nun Mauerwerk auch biege- und schubbeansprucht wird, sind auch für derartige Kenngrößen entsprechende Klassen im EC 6 einzuführen, die Berechnung dieser charakteristischen Festigkeitswerte geschieht dann analog in ENXXX und ENXXX/NA.

4 Vorgehensweise Bilder 2 und 3 zeigen Ausschnitte aus dem derzeitigen nationalen deutschen Anhang zum EC 6. Es handelt sich dabei um die Berechnung der Schubfestigkeit aus den Kenngrößen Haftscherfestigkeit und Steinzugfestigkeit als Beispiele. Zur Vereinfachung werden nun die Tabellen für die Haftscherfestigkeiten (hier nicht gezeigt) und Berechnungen der Steinzugfestigkeiten aus den Steindruckfestigkeiten (eine bei der heutigen Anisotropie der Steine ohnehin sehr fragwürdige Vorgehensweise) entfernt und in die ENXXX/NA übernommen. Übrig bleiben, wie hier gezeigt, nur noch Steinzugfestigkeitsklassen. In einem weiteren, hier noch nicht vorgenommenen Schritt, kann man auch noch die Berechnungen von Schubfestigkeiten aus diesen Kenngrößen in die ENXXX verschieben, und die Tabellen mit Haftscherfestigkeitsund Steinzugfestigkeitsklassen werden durch Schubfestigkeitsklassen ersetzt. Die angestoßene Diskussion wird letztendlich zeigen, welche Stufe der Klasseneinteilung sinnvoll zu wählen ist.

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DIN EN 1996-1-1/NA:2012-05 NCI re 3.6.2 ‘Characteristic shear strength of masonry’ The following shall be added to paragraph (1): ‘The test results are those obtained by determining fvlt in accordance with this document’.

NPD re 3.6.2 (3) ‘Characteristic shear strength of masonry’ a) The characteristic shear strength fvk may also be determined by calculating the limit value in accordance to b) and c). b) The limiting value fvlt for masonry with filled perpend joints in the case of in-plane shear where joint failure occurs is obtained by: Equation NA.4 And where tensile failure in the units occurs Equation NA.5 In the case of masonry made of high-precision autoclaved aerated concrete units with smooth surfaces and filled perpend joints, the value obtained by means of expression NA.5 may be increased by a factor of 1.2.

In the above expressions: fvko σDd fbt,cal x x

is the shear strength in accordance with table NA.11; is the associated design compressive stress at the point of maximum shear stress. The expression σDd = Ned/A applies to rectangular cross-sections, A being the compressed cross-section; the minimum action Ned = 1.0 NGk generally applies; is the calculated unit tensile strength as specified in Table NA.11 for filled perpend joints 1.0 for unfilled perpend joints 0.5

Fig. 2. Calculation of the characteristic shear strength according to EC 6/NA Bild 2. Berechnung der charakteristischen Schubfestigkeit nach EC 6/NA

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Table NA 11: Class division of the calculated stone tensile strength

Fig. 3. Unit tensile strength classes for the calculation of the shear strength and bending tensile strength with unit tensile failure Bild 3. Steinzugfestigkeitsklassen für die Berechnung der Schubfestigkeit und Biegezugfestigkeit bei Steinzugversagen

now removed from the unit compressive strengths (a very doubtful procedure with the current anisotropy of the unit anyway) and put into the ENXXX/NA. Only unit strength classes, as shown here, are left over. In a further step that has not yet been taken here, the calculations of shear strengths can also be moved from these parameters into the ENXXX and the tables with adhesive shear strength and stone tensile strength classes are replaced by shear strength classes. The associated discussion will then show, which steps of classification should be chosen.

5 Masonry strength classes Only masonry compressive strength classes should now be put in the EC 6. Consequently for the structural engineer it is considerably easier to carry out the corresponding static calculation. The comparison between calculated strength, that is to say the consideration of the sustained load coefficient and the partial safety factor for the material with the stresses from the forces involved is thus independent of the wall material chosen. Table 1 gives the characteristic compressive strengths of various classes. A signif-

5 Mauerwerkdruckfestigkeitsklassen Im EC 6 sollen nun nur noch Mauerwerkdruckfestigkeitsklassen aufgeführt werden. Damit ist es für den bemessenden Ingenieur wesentlich einfacher, den entsprechenden statischen Nachweis zu führen. Der Vergleich zwischen Bemessungsfestigkeit, d. h. die Berücksichtigung von Dauerstandbeiwert und Teilsicherheitsbeiwert für das Material, mit den Spannungen aus den einwirkenden Kräften ist damit unabhängig vom gewählten Wandmaterial. In Tabelle 1 sind die charakteristischen Druckfestigkeiten in Form von Klassen aufgeführt. Bei niedrigen Festigkeitsklassen wurde eine deutlich feinere Abstufung vorgenommen im Vergleich zu den mittleren und höheren Festigkeitsklassen.

Da nun parallel zur Verschiebung von Teilen des EC 6, die baustoffbezogen sind, in die ENXXX und ENXXX/NA auch die ausführungsrelevanten Themen in den EC 6-2 und den EC 6-2/NA erfolgte, konnte der Umfang des EC 6 um mehr als ein Drittel reduziert werden.

Unter Berücksichtigung weiterer redaktioneller Kürzungen wäre somit eine Halbierung des Umfangs möglich – ohne Qualitätsverlust.

Table 1. Proposal for compression strength classes for masonry Tabelle 1. Vorschlag für Druckfestigkeitsklassen für Mauerwerk a)

fk ≤ 2.0 N/mm2 Class / Klasse

MA 1.2

MA 1.4

MA 1.6

MA 1.8

MA 2.0

1.2

1.4

1.6

1.8

2.0

Class / Klasse

MA 2.5

MA 3.0

MA 3.5

MA 4.0

MA 4.5

MA 5.0

[N/mm2]

2.5

3.0

3.5

4.0

4.5

5.0

Class / Klasse

MA 6.0

MA 7.0

MA 8.0

MA 9.0

MA 10.0

[N/mm2]

6.0

7.0

8.0

9.0

10.0

MA 12

MA 14

MA 16

MA 18

MA 20

12.0

14.0

16.0

18.0

20.0

fk [N/mm²] b)

fk ≤ 5 N/mm2 fk

c)

fk ≤ 10 N/mm2 fk

d)

fk >10 N/mm2 Class / Klasse fk [N/mm2]

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icantly finer graduation was used for the lower strength classes compared with the middle and higher strength classes, respectively.

Since now parallel to the displacement of parts of the EC 6, which are concerned with building materials into the ENXXX and ENXXX/NA the subjects relevant to the execution are also to be moved into the EC 6-2 and the EC 6-2/NA, the size of the EC 6 could be reduced by more than a third. By taking on board other editing short cuts it is consequently possible to reduce the volume to half the original amount - without a loss of quality.

6 ENXXX − Standard for the derivation of characteristic values 6.1 Unit categories Since it is now intended to give only classes for characteristic values in EC 6, ENXXX and ENXXX/NA serve the determination of the characteristic values for the classification in these classes. As part of the attempt to produce a European standard, efforts have been made in EC 6 from the start – to divide all standard units that occur in Europe – at present into Groups I to IV – as specified in the EN 771 series to enable the determination of a classification of hole proportion, hole shape and web thickness sum. This is shown in the current Table 3.1 of EC 6. It is true that just the aspect, that one group with a very small hole proportion is missing, shows that the procedure is very incomplete. Also the consideration of different unit materials and consequently material dependent characteristic values do not occur. The result of this was that in Germany, Table 3.1 of EC 6 was completely ignored and new tables with very fine graduations put into EC 6/NA, a variant which in the next revision of EC 6/NA will lead to serious difficulties because of the European precedents in relation to the regulation that supplements in the national Appendices are not allowed to contradict the rules of harmonised standards. Therefore, it makes sense to prepare tables which classify the different types of units. The tables must then be included in ENXXX and ENXXX/NA. In order to avoid possible conflicts between different types of units in this first step for clay units, concrete and light-weight concrete units, natural stone, calcium silicate and autoclaved aerated concrete. Tables 2 to 6 give the first impressions of this. To what extent the parameters mentioned are all correct and cover all possibilities, must now be checked in the next step. In principle, of course, other geometrical parameters need to be considered or other groups need to be included. For this, the producing industry needs to be asked, to put forward suggestions.

6.2 Determination of the characteristic masonry compressive strength On the basis of the Tables mentioned above for the unit groups, the factors for the calculation of the characteristic compressive strengths K, α, β can be determined similarly to the current procedure as specified in EC 6/NA. A classification for the strength classes of EC 6 would then be directly possible. This step has already been done once, bearing in mind the grouping specified in the current EC 6/NA. In this the data bank of the ibac [Institute for Building Research of the RWTH Aachen University] was

6 ENXXX − Norm für die Herleitung charakteristischer Werte 6.1 Steingruppen Da es nun nur noch Klassen für charakteristische Werte im EC 6 geben sollte, dienen ENXXX und ENXXX/NA der Ermittlung der charakteristischen Werte zur Einstufung in diese Klassen. Im Rahmen des Versuches, europäisch zu einer Vereinheitlichung zu kommen, hatte man im EC 6 von Beginn an versucht, über Steingruppen – derzeit sind es die Gruppen I bis IV – sämtliche in Europa vorkommenden Normensteine gemäß der EN 771-er – Reihe die Ermittlung einer Zuordnung über Lochanteil, Lochbild und Stegdickensummen etc. zu ermöglichen. Dies drückt sich aus in der derzeitigen Tabelle 3.1 des EC 6. Schon allein der Aspekt, dass eine Gruppe mit sehr geringem Lochanteil fehlt, zeigt, dass der Versuch sehr unvollkommen ist.

Auch die Berücksichtigung unterschiedlicher Steinmaterialien und damit materialabhängiger charakteristischer Werte erfolgt nicht. Dies hat in Deutschland dazu geführt, die Tabelle 3.1 des EC 6 vollständig zu ignorieren und neue Tabellen mit sehr feiner Einteilung im EC 6/NA aufzunehmen, eine Variante, die bei der nächsten Überarbeitung des EC 6/NA zu erheblichen Schwierigkeiten wegen der europäischen Rechtsprechung in Bezug auf die Regelung, dass Ergänzungen in nationalen Anhängen den Regeln harmonisierter Normen nicht entgegenstehen dürfen, führen wird. Daher macht die Ausarbeitung materialabhängiger Zuordnungstabellen für die verschiedenen Steinarten Sinn. Die Einbindung der Tabellen muss dann in ENXXX und ENXXX/NA erfolgen. Um hier mögliche Konflikte zwischen den einzelnen Steinarten zu vermeiden, wurde in diesem ersten Schritt für Ziegel, Beton- und Leichtbetonstein, Naturstein, Kalksandstein und Porenbeton eine mögliche Einteilung getrennt vorgenommen. Die Tabellen 2 bis 6 geben dazu einen ersten Eindruck. Inwiefern die aufgeführten Parameter alle korrekt sind und sämtliche Möglichkeiten abdecken, muss nun im nächsten Schritt überprüft werden. Prinzipiell sind natürlich andere Geometrieparameter oder auch die Einführung weiterer Gruppen denkbar und notwendig. Hier ist nun sicher auch die Steine produzierende Industrie gefragt, Vorschläge zu unterbreiten.

6.2 Ermittlung der charakteristischen Mauerwerkdruckfestigkeit Auf der Basis der o. a. Tabellen für die Steingruppierungen lassen sich nun analog zur jetzigen Vorgehensweise gemäß EC 6/NA die Faktoren zur Berechnung der charakteristischen Druckfestigkeiten K, α, β ermitteln. Eine Zuordnung zu den Festigkeitsklassen des EC 6 wäre dann direkt möglich. Dieser Schritt wurde unter Berücksichtigung der Eingruppierung gemäß derzeitigem EC 6/NA bereits einmal vollzogen, indem die Datenbank des ibac zu Druckfestigkeitsergebnissen entsprechend ausgewertet wurde [2]. Die neuen Steingruppierungen, wie sie hier als Entwurf dargestellt wurden, bedürfen einer angepassten Auswertung der vorliegenden Daten. Ein solcher Schritt macht erst Sinn nach Beschluss über die Steingruppen, der europäisch erfolgen müsste. Die entsprechenden Faktoren in Abhängigkeit der Steingruppen würden dann in ENXXX und ENXXX/NA aufgenommen.

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Table 2. Unit categories for clay units Tabelle 2. Steingruppeneinteilung für Ziegel Material / Material Property / Eigenschaft

Total hole percentage [% of the total volume] / Gesamtlochanteil [% des Bruttovolumens] Individual hole percentage [% of the total volume] / Einzellochanteil [% des Bruttovolumens]

Clay units / Ziegel Group 1 / Group 2 / Gruppe 1 Gruppe 2

≤ 15

≤ 12.5

Declared value of the external and internal web thickness [mm] / deklarierter Wert der Außen- und Innenstegdicke [mm]

n. d. / k. A.

Declared value of the sum of the thickness of the external and internal webs [% of the total width] deklarierter Wert der Summe der Dicken der Außenund Innenstege [% der Gesamtbreite]

n. d. / k. A.

> 15; ≤ 25

≤ 12.5

n. d. / k. A.

n. d. / k. A.

Group 3 / Gruppe 3

Group 4 / Gruppe 4

> 25; ≤ 50

> 50; ≤ 70

> 45; ≤ 70

> 25; ≤ 70

Each of the numerous holes ≤ 2; handle holes altogether ≤ 12.5 / jedes der Mehrfachlöcher ≤ 2; Grifflöcher insgesamt ≤ 12,5

Each of the numerous holes > 2; ≤ 6 / jedes der Mehrfachlöcher > 2; ≤ 6

Each of the numerous holes ≤ 30 / jedes der Mehrfachlöcher ≤ 30

Each of the numerous holes ≤ 2; handle holes altogether ≤ 12.5 / jedes der Mehrfachlöcher ≤ 2; Grifflöcher insgesamt ≤ 12,5

Horizontal hole percentage / Horizontaler Lochanteil

Internal web / Innensteg

External web / Außensteg

Internal web / Innensteg

External web / Außensteg

Internal web / Innensteg

External web / Außensteg

Internal web / Innensteg

External web / Außensteg

≥5

≥8

≥3

≥6

≥3

≥4

≥5

≥6

≥ 16

correspondingly assessed for the compressive strength results [2]. The new categories that were shown here as a draft, require an adjusted assessment of the available data.

Such a step only makes sense after the decision on the categories which must be done on the European level. The corresponding factors for the categories would then be put into ENXXX and ENXXX/NA. The disadvantage of this procedure is that the grouping on this assessment in compressive strength classes leads to a somewhat less favourable use of the masonry. In the past the characteristic compressive strength was determined by multiplication of the average with the factor 0.8.

It has been shown that a pure statistically based assessment does not produce a meaningful result because of the model based scattering. With the factor of 0.8 it can be ensured that in every case at least 95 % of the values lie above the characteristic value, generally even more. Another way is to choose the factor in such a way that this

58

Group 5 / Gruppe 5 Group 6 / Gruppe 6

≥ 12

≥ 25

≥ 12

Nachteil dieser Vorgehensweise ist, dass die Eingruppierung über diese Auswertung in Druckfestigkeitsklassen zu einer etwas ungünstigeren Ausnutzung des Mauerwerks führt. Bislang wurde die charakteristische Druckfestigkeit durch Multiplikation des Mittelwerts mit dem Faktor 0,8 ermittelt. Es hat sich gezeigt, dass eine rein statistisch basierte Auswertung wegen der modellbasierten Bandbreiten keine sinnvollen Ergebnisse liefert. Mit dem Faktor 0,8 konnte sichergestellt werden, dass in jedem Fall mindestens 95 % der Werte über dem charakteristischen Wert liegen, meist sogar noch mehr. Ausgleichend könnte sein, dass man den Faktor so wählt, dass dieses 95 %-Quantil immer einzuhalten ist. In diversen Fällen kommt es dann zu einem Wert größer 0,8. Alternativ müssten auch bei höheren Festigkeitsklassen sehr feine Einteilungen vorgenommen werden, was vor dem Hintergrund eines robusten Mauerwerks eher kontraproduktiv wäre.

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Table 3. Unit categories for concrete and light-weight concrete Tabelle 3. Steingruppeneinteilung für Beton und Leichtbeton Material / Material

Concrete – light-weight concrete / Beton – Leichtbeton

Property / Eigenschaft

Group 1 / Group 2 / Gruppe 1 Gruppe 2

Total hole percentage [% of the total volume] / Gesamtlochanteil [% des Bruttovolumens]

≤ 15 (≤ 10)*)

Individual hole percentage [% of the total volume] / Einzellochanteil [% des Bruttovolumens]

–

Declared value of the external and internal web thickness [mm] / deklarierter Wert der Außen- und Innenstegdicke [mm]

n. d. / k. A.

Declared value of the sum of the thickness of the external and internal webs [% of the total width] deklarierter Wert der Summe der Dicken der Außenund Innenstege [% der Gesamtbreite]

n. d. / k. A.

*)

> 15; ≤ 25

≤ 12.5

Group 3 / Gruppe 3

Group 4 / Gruppe 4

> 25; ≤ 60

> 35; ≤ 70

> 25; ≤ 50

Each of the numerous holes ≤ 30; Handle holes total ≤ 30 / jedes der Mehrfachlöcher ≤ 30; Grifflöcher insgesamt ≤ 30

Each of the numerous holes ≤ 25 / jedes der Mehrfachlöcher ≤ 25

Each of the numerous holes ≤ 30; Handle holes total ≤ 30 / jedes der Mehrfachlöcher ≤ 30; Grifflöcher insgesamt ≤ 30

n. d. / k. A.

Internal web / Innensteg

Internal web / Innensteg

Internal web / Innensteg

External web / Außensteg

≥ 15

≥ 18

≥ 15

≥ 15

n. d. / k. A.

≥ 18

Group 5 / Gruppe 5 Group 6 / Gruppe 6 Horizontal hole percentage / Horizontaler Lochanteil

Depending on further hole pattern / je nach weiteren Lochbildern

≥ 15

Internal web / Innensteg

External web / Außensteg

≥ 20

≥ 20

≥ 45

for units with slits / *) für Steine mit Schlitzen

Table 4. Unit categories for natural stone Tabelle 4. Steingruppeneinteilung für Naturstein Material / Material Property / Eigenschaft Total hole percentage [% of the total volume] / Gesamtlochanteil [% des Bruttovolumens] Individual hole percentage [% of the total volume] / Einzellochanteil [% des Bruttovolumens]

Natural stone / Naturstein Group 1 / Gruppe 1 ≤ 15 ≤ 12.5

Declared value of the external and internal web thickness [mm] / deklarierter Wert der Außen- und Innenstegdicke [mm]

n. d. / k. A.

Declared value of the sum of the thickness of the external and internal webs [% of the total width] / deklarierter Wert der Summe der Dicken der Außen- und Innenstege [% der Gesamtbreite]

n. d. / k. A.

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Table 5. Unit categories for calcium silicate units Tabelle 5. Steingruppeneinteilung für Kalksandstein Material / Material Property / Eigenschaft Total hole percentage [% of the total volume] / Gesamtlochanteil [% des Bruttovolumens]

Calcium silicate unit / Kalksandstein Group 1 / Gruppe 1

Group 2 / Gruppe 2

Group 3 / Gruppe 3

Group 4 / Gruppe 4

≤ 1.2

≤ 15

> 15; ≤ 25

> 25; ≤ 55 Each of the numerous holes ≤ 15; Handle holes in total ≤ 30 / jedes der Mehrfachlöcher ≤ 15; Grifflöcher insgesamt ≤ 30

Single hole percentage [% of the total volume] / Einzellochanteil [% des Bruttovolumens]

≤ 0.6

≤ 15

≤ 12.5

Declared value of the external and internal web thickness [mm] / Deklarierter Wert der Außenund Innenstegdicke [mm]

n. d. / k. A.

n. d. / k. A.

n. d. / k. A.

Declared value of the sum of the thickness of the external and internal webs [% of the total width] / Deklarierter Wert der Summe der Dicken der Außen- und Innenstege [% der Gesamtbreite]

n. d. / k. A.

n. d. / k. A.

Internal web / Innensteg

External web / Außensteg

≥5

≥ 10

n. d. / k. A.

≥ 20

Table 6. Unit categories for autoclaved aerated concrete Tabelle 6. Steingruppeneinteilung für Porenbeton Autoclaved aerated concrete / Porenbeton

Material / Material Property / Eigenschaft

Group 1 / Gruppe 1

Total hole percentage [% of the total volume] / Gesamtlochanteil [% des Bruttovolumens]

≤ 15

Single hole percentage [% of the total volume] / Einzellochanteil [% des Bruttovolumens]

≤ 12.5

Declared value of the external and internal web thickness [mm] / deklarierter Wert der Außen- und Innenstegdicke [mm]

n. d. / k. A.

Declared value of the sum of the thickness of the external and internal webs [% of the total width] / deklarierter Wert der Summe der Dicken der Außen- und Innenstege [% der Gesamtbreite]

n. d. / k. A.

95 % quantile is always maintained. In some cases this may result in a value greater than 0.8. Alternatively very fine divisions must also be used with higher strength classes, which would be rather counter productive against the background of a robust masonry.

6.3 Adhesive shear strength and unit tensile strength The introduction of shear strength classes in EC 6 without further calculation – as described above – would involve a calculation algorithm, which would be anchored in the ENXXX. Therefore, on the basis of the formulae in the EC 6/NA, values would have to be given for the adhesive shear strength and unit tensile strength. In a first proposal the current adhesive shear strengths as specified in EC 6/ NA are proposed as classes. The division corresponds to the current default settings which come from the requirements of the mortar groups. This is a question, as generally recognised, not of adhesive shear strengths achievable in the masonry, but of values required for the mortar. Table 7 summarises the state of the current standardisation in Germany.

A step that is certainly at present rather unusual is the individual form of the characteristic adhesive shear

60

6.3 Haftscherfestigkeiten und Steinzugfestigkeiten Die Einführung von Schubfestigkeitsklassen im EC 6 ohne weitere Berechnung – wie oben beschrieben – würde einen Rechenalgorithmus nach sich ziehen, der in ENXXX zu verankern wäre. So müssten dann, auf der Basis der Formeln des EC 6/NA, Werte für die Haftscherfestigkeit und Steinzugfestigkeit angegeben werden. In einem ersten Vorschlag werden die derzeitigen Haftscherfestigkeiten gemäß EC 6/NA als Klassen vorgeschlagen. Die Einteilung entspricht den derzeitigen Vorgaben, die sich aus den Anforderungen aus den Mörtelgruppen ergeben. Dabei handelt es sich, wie allgemein bekannt, nicht um im Mauerwerk realisierbare Haftscherfestigkeiten, sondern um Anforderungswerte an den Mörtel. Tabelle 7 stellt den Stand der derzeitigen Normung in Deutschland zusammen.

Ein sicher zunächst eher ungewohnter Schritt ist die individuelle Ausgestaltung der charakteristischen Haftscherfestigkeiten auf der Basis der bislang veröffentlichten Werte, z. B. [2] in Abhängigkeit von Steinart und Lochbild.

In Anbetracht der Tatsache, dass die Lastannahmen bei Schub- und Biegezugbeanspruchung zu Anforderungen an den Werkstoffwiderstand führen, die eine Überschreitung

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Table 7. Adhesive shear strength classes according to EC 6/NA Tabelle 7. Haftscherfestigkeitsklassen nach EC 6/NA fvko

[N/mm2]

0.08

0.18

0.22

Table 9. Unit longitudinal tensile strength classes Tabelle 9. Steinlängszugfestigkeitsklassen fbt,cal [N/mm2] 0.26

strengths on the basis of the previous published values e. g.

[2] depending on the types of unit and hole pattern. Considering the fact that the load assumptions for shear and bending tensile loading lead to requirements on the material resistance, which cause an exceeding of permissible adhesive shear strengths, the masonry material can be helped by the fact that individual values are allowed. Therefore, as is well known, the adhesive shear strength with lightweight concrete and thin bed mortar is generally higher by a factor of 2 than the current required value which is produced by the test on reference calcium clay units. But also mortars can be provided for calcium clay units, which have average shear strengths of more than 1 N/mm2. For selected types of units the cost of a test of the adhesive shear strength can be worth paying if consequently higher bending and shear strengths can be achieved. Table 8 supplies a corresponding basis. It would also be conceivable that the individual test could be part of a building approval and the declaration of safe characteristic values.

The same applies in exactly the same way to the unit tensile strength. The basis for the calculation of the unit tensile strengths are the formulae which are already given in DIN 1053-1 and with the extension for the autoclaved concrete also in EC 6/NA. Analogous to the adhesive shear strengths the unit tensile strengths can now be determined from the unit compressive strengths. The classifications determined in this way are extremely conservative.

One reason for this is that the determination of the unit tensile strength is based on a characteristic value for which, for example, very anisotropic masonry blocks can only depict a lower limit, which may not reflect the reality. Depending on the anisotropy the ratio of unit compression / unit longitudinal tensile strength is completely different. In many cases the two characteristics are not related. In the recog-

0.05

0.10

0.15

0.20

0.25

0.30

0.40

0.50

1.0

1.5

2.0

2.5

zulässiger Haftscherfestigkeiten bewirken, kann dem Baustoff Mauerwerk dadurch geholfen werden, dass individuelle Werte zugelassen werden. So ist bekanntermaßen die Haftscherfestigkeit bei Leichtbeton und Dünnbettmörtel meist um einen Faktor 2 höher als der derzeitige Anforderungswert, der sich aus der Prüfung am Kalksandreferenzstein ergibt. Aber auch für Kalksandsteine können Mörtel zur Verfügung gestellt werden, die mittlere Haftscherfestigkeiten von über 1 N/mm2 ermöglichen. Für ausgewählte Steintypen dürfte sich somit der Aufwand einer Prüfung der Haftscherfestigkeit lohnen, wenn damit höhere Biege- und Schubtragfähigkeiten realisiert werden können. Tabelle 8 liefert hierzu eine entsprechende Grundlage. Denkbar wäre auch die individuelle Prüfung im Rahmen einer bauaufsichtlichen Zulassung und die Deklaration abgesicherter charakteristischer Werte.

Durchaus ähnlich verhält es sich mit den Steinzugfestigkeiten. Grundlage für die Berechnung der Steinzugfestigkeiten sind die Formeln, wie sie bereits in DIN 1053-1 und mit Erweiterung für Porenbeton auch in EC 6/NA aufgeführt sind. Analog zu den Haftscherfestigkeiten sind die Steinzugfestigkeiten nun aus den Steindruckfestigkeiten zu ermitteln. Die so ermittelten Einstufungen sind extrem konservativ. Dies liegt unter anderem daran, dass der Ermittlung der Steinzugfestigkeit ein Kennwert zugrunde gelegt wird, der bei z. B. stark anisotropen Mauersteinen nur einen unteren Grenzwert abbilden kann, ohne dass dies die Realität widerspiegelt. Je nach Anisotropie ist das Verhältnis Steindruck-/Steinlängszugfestigkeit völlig unterschiedlich. In vielen Fällen haben die beiden Kenngrößen nichts miteinander zu tun. Bei Ansatz weniger konservativer Werte bleiben nur die Messung der Steinlängszugfestigkeit und die Herleitung eines geeigneten charakteristischen Wertes. Daher wird vorgeschlagen,

Table 8. First approach for unit and mortar dependent adhesive shear strength Tabelle 8. Erster Ansatz für stein- und mörtelabhängige Haftscherfestigkeiten fvk0 [N/mm2]

Type of unit / Steinart Normal masonry mortar with a strength fm [N/mm2] / Normalmauermörtel mit einer Festigkeit fm [N/mm2]

Thin bed mortar (bed joint thickness 1 mm to 3 mm) / Dünnbettmörtel (Lagerfugendicke 1 mm bis 3 mm)

Light-weight masonry mortar / Leichtmauermörtel

2.5

5

10

20

Clay unit / Ziegel

0.12

0.27

0.33

0.39

0.33

0.27

Calcium silicate unit / Kalksandstein

0.08

0.18

0.22

0.26

0.22

0.18

Concrete / light-weight concrete / Beton/Leichtbeton

0.16

0.36

0.44

0.52

0.44

0.36

Autoclaved aerated concrete / Porenbeton

0.08

0.18

0.22

0.26

0.22

0.18

Natural stone / Naturstein

0.08

0.18

0.22

0.26

0.22

0.18

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nition of less conservative values only the measurement of the unit tensile strength and the derivation of a suitable characteristic value remain. Therefore, it is suggested in EC 6 only unit strength classifications should be provided (see Table 9).

Also with the unit longitudinal tensile strengths the individual testing on selected units could help to improve the tensile strength and, thus, in the case of unit longitudinal tensile failure, the bending and shear carrying capacity.

The procedure would then be analogous to the adhesive shear strengths.

7 Conclusion In this article an attempt is made to simplify the application of EC 6 by a strict and clear division of the EC 6 into design, execution and materials. The design engineer does not, therefore, need to get involved with building mateirals specific parameters, which make it much more difficult to get a view over the variety of possible combinations. The introduction of classes in the characteristics that are relevant for building materials means that the structural engineer specifies suitable quantities necessary for his task, the builder/product manufacturer by suitable methods and choice of unit/mortar combinations achieves the required classes, and, the product manufacturer, in particular, should be entitled to have the possibility of the individual specification, e. g. as part of general appraisal certificates.

The following points of view should of course be considered if one wants to seriously set out the proposal of this article: – Besides the static requirements, the masonry also has to meet the criteria for noise and heat protection.

Consequently a dialogue between architect, structural engineer and builder is definitely necessary. Discussion is necessary to find the right design. By strict division into design, execution and material it is possible to come to the view that it is not possible to operate in this way. In this connection people should reflect that this is not different today with the use of DIN 1053-1. The structural engineer first of all calculates the loading produced on the masonry, architect and building firm then choose the materials suitable to meet the requirements from the building classes.

The division of the EC 6 consequently does not lead to an obstacle.

– The introduction of individual values for adhesive and unit longitudinal tensile strength is not always greeted with joy. The system is, as a result, definitely more diverse, but offers for masonry often a chance to be able to compare with other building materials. Unit manufacturers and builders have, thus, the possibility to influence in a targeted way the load carrying capacity of masonry. The author of this article assumes that because of the associated additional costs in the initial testing and the individual monitoring people are restricted to a small number of selected products. In view of the fact that in many European countries masonry is very disadvantaged, and in some cases completely rejected, because of its insufficient bending and shear carrying capacity compared with other building materials, the

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in EC 6 lediglich Steinzugfestigkeitsklassen vorzusehen (s. Tabelle 9).

Auch bei den Steinlängszugfestigkeiten könnte die individuelle Prüfung an ausgewählten Steinen helfen, die Zugtragfähigkeit und damit im Fall von Steinlängszugversagen die Biege- und Schubtragfähigkeit zu verbessern. Die Vorgehensweise wäre dann analog zu den Haftscherfestigkeiten.

7 Fazit Durch eine strikte und klare Aufteilung des EC 6 in Bemessung, Ausführung und Baustoffe kann eine Vereinfachung der Anwendung des EC 6 erreicht werden. Der bemessende Ingenieur muss sich so nicht mit baustoffspezifischen Kennwerten auseinandersetzen, die den Überblick über die Vielfalt der möglichen Kombinationen durchaus erschweren. Die Einführung von Klassen bei den baustoffrelevanten Kenngrößen bewirkt, dass der Bemessende geeignete, für seine Fragestellung erforderliche Größen festlegt, der Bauausführende/Produkthersteller durch geeignete Methoden und Wahl von Stein-/Mörtelkombinationen die geforderten Klassen erzielt, wobei insbesondere dem Produkthersteller durchaus auch die Möglichkeit der individuellen Festlegung, z. B. im Rahmen von allgemeinen bauaufsichtlichen Zulassungen, zugestanden werden sollte.

Folgende Gesichtspunkte sind dabei natürlich in Betracht zu ziehen, wenn man sich mit dem Vorschlag dieses Beitrags ernsthaft auseinandersetzen will: – Neben den statischen Anforderungen hat das Mauerwerk auch noch Kriterien an den Schall- und Wärmeschutz zu erfüllen. Damit ist ein Dialog zwischen Architekt, Statiker und Bauausführendem zwingend erforderlich. Das richtige Konzept zu finden, bedarf der Kommunikation.

Durch die strikte Aufteilung in Bemessung, Ausführung und Baustoffe könnte man geneigt sein, zu behaupten, dass dies so nicht funktionieren kann. Dabei sollte man bedenken, dass dies heute bei Anwendung von DIN 1053-1 nicht anders ist. Der Statiker rechnet zunächst die sich ergebende Belastung des Mauerwerks aus, Architekt und Baufirma wählen dann die zur Erfüllung der sich aus den Gebäudeklassen ergebenden Anforderungen geeigneten Materialien aus. Ein Hindernis wird somit die Aufteilung des EC 6 nicht darstellen.

– Die Einführung individueller Werte für die Haftscherund Steinlängszugfestigkeit dürfte durchaus nicht immer mit Freude begrüßt werden. Das System wird dadurch durchaus etwas vielfältiger, bietet aber für das Mauerwerk oft eine Chance, mit anderen Baustoffen sich vergleichen zu können. Steinhersteller und Bauausführende haben so die Möglichkeit, in gezielter Form auf die Tragfähigkeit von Mauerwerk Einfluss zu nehmen. Der Verfasser dieses Beitrags geht davon aus, dass man wegen des damit verbundenen Mehraufwands in der Erstprüfung und der Eigenüberwachung sich auf sehr ausgewählte Produkte beschränken wird. In Anbetracht der Tatsache, dass in manchen europäischen Ländern das Mauerwerk wegen einer unzureichenden Biege- und Schubtragfähigkeit gegenüber anderen Baustoffen stark benachteiligt ist – bis hin zum völligen Ausschluss – sollte der Gedanke nicht sofort als nicht praktikabel verworfen werden.

– Langfristig, wenn auch derzeit noch ungewohnt, wird sich dann europäisch durchsetzen, Steinanforderungen

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W. Brameshuber · Ein Vorschlag zur Neustrukturierung des Eurocode EN 1996-1-1

thought should not immediately be dismissed as impracticable.

– In the long term, if at present still unusual, it would then be introduced throughout Europe, unit requirements regulated in the corresponding product standards, the adhesive strengths could then be put into the corresponding application standards (described in this article as ENXXX).

Consequently a currently declining development of the contents of product standards would be opposed because the products are then driven more strongly by different requirements, and the product development would make progress in the direction of stronger, individual performance with the result of an improved material use in the sense of improved criteria on the sustainability.

The author of this article would like to see this as a basis for discussion. However, not all the basic principles which are necessary for the introduction of the concept have been worked out in detail. Nevertheless a considerable simplification in the dealing with EC 6 appears possible with this concept and indeed both in the sense of an effective revision of standards also – and this is surely the priority – in dealing with the standard. In a first step using the draft which forms part of the project work described here a ‘cleaned’ EC 6 should be prepared together with further editorial simplifications that can be taken to Europe in order to make possible in the medium term an adoption of this concept. Then it is necessary to get involved with the detailed work that remains to be done.

Note of thanks The author would like to thank the Initiative Praxisgerechte Regelwerke im Bauwesen e.V (PRB) for supporting the work to produce the concept presented here.

in den entsprechenden Produktnormen zu regeln, die Haftscherfestigkeiten könnten dann in den entsprechenden Anwendungsnormen aufgenommen werden (hier im Beitrag noch mit ENXXX bezeichnet). Damit wäre einer derzeit degressiven Entwicklung der Inhalte von Produktnormen etwas entgegenzuhalten, denn die Produkte werden dann von den verschiedenen Anforderungen stärker getrieben und die Produktentwicklung in Richtung stärkerer, individueller Leistungsfähigkeit mit der Folge einer verbesserten Materialausnutzung im Sinne verbesserter Kriterien an die Nachhaltigkeit vorangebracht.

Der Verfasser dieses Beitrags möchte diesen als Diskussionsgrundlage sehen. Noch sind nicht alle Grundsätze, die für die Umsetzung des Konzepts erforderlich sind, detailgetreu herausgearbeitet. Dennoch erscheint eine erhebliche Vereinfachung im Umgang mit dem EC 6 durch dieses Konzept möglich, und zwar sowohl im Sinne einer effektiveren Überarbeitung von Normen als auch – und dies ist sicher vorrangig – im Umgang mit der Norm. In einem nächsten Schritt sollte der im Rahmen der hier vorgestellten Projektarbeit entstandene Entwurf eines „bereinigten“ EC 6 in Verbindung mit weiteren Vereinfachungen in redaktioneller Sicht nach Europa getragen werden, um mittelfristig eine Umsetzung dieses Konzepts zu ermöglichen und in die sicher noch anstehende Detailarbeit einzusteigen.

Danksagung Der Verfasser bedankt sich ausdrücklich bei der Initiative Praxisgerechte Regelwerke im Bauwesen e. V. (PRB) für die Förderung der Arbeiten zu dem hier vorgestellten Konzept.

References – Literatur [1] Graubner, C.-A.: Persönliche Mitteilung im Rahmen der Arbeiten des PRB, Personal communication in connection within the work of PRB 11.11.2014, Berlin.

[2] Brameshuber, W.: Eigenschaften von Mauersteinen, Mauermörtel, Mauerwerk und Putzen: [Properties of Masonry Units, Mortars, Masonry and Plasters] In: Mauerwerk-Kalender 39 (2014), pp 3–34. Ernst & Sohn, Berlin.

[3] Schubert, P.: Mauerwerk mit Mittelbettmörtel [Masonry with medium-bed mortar]. In: Mauerwerk-Kalender 20 (1995), pp 703–708. Ernst & Sohn, Berlin.

[4] Schmidt, U.: Bruchmechanischer Beitrag zur Biegezugfestigkeit von Mauerwerk. [Fracture mechanics contribution on the bending tensile strength of masonry] In: Aachen articles on building research, Volume 19, 2015.

Author – Autor: Prof. Dr.-Ing. Wolfgang Brameshuber Institute for Building Materials Research of the RWTH Aachen University (ibac) Schinkelstraße 3, 52062 Aachen

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Articles – Fachthemen Dariusz Alterman Adrian Page

Behdad Moghtaderi Congcong Zhang

DOI: 10.1002/dama.201500643

Contribution of thermal resistance and thermal mass to the energy demand of walling systems Beitrag des Wärmedurchlasswiderstandes und der thermischen Masse zum Energiebedarf von Wandsystemen This paper describes an experimental investigation of the thermal performance of four common walling systems for Australian housing having a range of thermal resistance (R-values) and varying degrees of external and internal thermal mass (i. e. inherent property of masonry constructions). The comparison is based on the energy demand under controlled conditions to maintain internal thermal comfort. The R-values of each wall were first determined using a Guarded Hot Box Apparatus. The walls were then incorporated into four housing test modules built on the University of Newcastle campus and the detailed thermal performance of each system was observed under a range of seasonal conditions. The interior of each module was controlled within a comfort range by a heating/cooling system with the energy consumption being measured. Comparison of the energy requirements clearly show that internal comfort levels and energy demands are influenced by both the thermal resistance of the walls as well as the extent and location of the thermal mass, with neither being the sole predictor. The best thermal performance is therefore obtained by an appropriate combination of thermal mass and resistance, rather than focussing on the wall thermal resistance (R-value) alone.

1 Introduction Australia has a range of climates (mostly temperate) and housing construction types. In the major population centres in Eastern Australia, the dominant forms of construction are brick veneer or some form of lightweight construction. Cavity brick construction is common in Western Australia, and reinforced single skin masonry construction is used in the cyclonic northern tropical regions. These walling systems have a wide range of thermal resistance and thermal mass values which are a function of the materials used and the levels of insulation.

Researchers in the Priority Research Centre for Energy at the University of Newcastle, in collaboration with Think Brick Australia, have been involved in an extensive research program on the thermal performance of Australian housing for more than 10 years [1]. Over this period, a range of tests have been performed on individual walls as well the detailed observation of full scale housing test modules built on the University of Newcastle campus.

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Dieser Aufsatz beschreibt eine Versuchsreihe zur Untersuchung der thermischen Leistungsfähigkeit von vier im Hausbau in Australien üblichen Wandsystemen mit unterschiedlichen Wärmedurchlasswiderständen (R-Werte) und verschiedenen Anteilen an externer und interner thermischer Masse (eine inhärente Eigenschaft der Mauerwerkskonstruktionen). Der Vergleich basiert auf dem Energiebedarf, der unter geregelten Bedingungen zur Aufrechterhaltung des thermischen Komforts im Innenraum benötigt wird. Zunächst wurden mittels eines geregelten Heizkastens (Guarded Hot Box Apparatus) die R-Werte jeder Wand bestimmt. Anschließend wurden die Wände in vier auf dem Gelände der Universität von Newcastle errichtete Versuchshäuser („Versuchsmodule“) eingebaut und es erfolgten detaillierte Beobachtungen der thermischen Leistungsfähigkeit jedes Systems unter verschiedenen jahreszeitlichen Bedingungen. Die Innenraumtemperatur jedes Moduls wurde mittels eines Heiz-/Kühlsystems innerhalb eines festgelegten Komfortbereichs geregelt und gleichzeitig der Energieverbrauch gemessen. Aus dem Vergleich der ermittelten Energiebedarfe geht klar hervor, dass Innenraumkomfort und Energiebedarf sowohl vom Wärmedurchlasswiderstand der Wände als auch von Anteil und Lage der thermischen Masse beeinflusst sind und keiner der beiden Faktoren allein ausschlaggebend ist.

Die beste thermische Leistungsfähigkeit wird somit durch eine angemessene Kombination aus thermischer Masse und Wärmewiderstand erzielt und nicht, indem man sich ausschließlich auf den Wärmedurchlasswiderstand (R-Wert) der Wand konzentriert.

1 Einleitung Australien weist verschiedene Klimata (meist gemäßigten Typs) und unterschiedliche Bauweisen auf. In den Ballungszentren im Osten Australiens sind die dominierenden Bauweisen Ziegelverblendung oder verschiedene Leichtbaukonstruktionen. Im Westen Australiens ist Hohlmauerwerk üblich, während in den zyklonischen nördlichen tropischen Regionen bewehrtes einschaliges Mauerwerk verwendet wird. Wärmedurchlasswiderstand und thermische Masse dieser Wandsysteme sind sehr unterschiedlich je nachdem, welche Materialien und Dämmungsgrade verwendet werden.

Forscher am Priority Research Centre for Energy der Universität von Newcastle arbeiten bereits seit mehr als

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This paper describes an experimental assessment of the thermal performance of four walling systems used in Australian housing based on the heating and cooling energy demands of housing test modules incorporating the walling systems. The four walling systems investigated were: cavity brick (CB), insulated cavity brick (InsCB), insulated brick veneer (InsBV) and insulated reverse brick veneer (InsRVB). These walls had a range of thermal resistance and varying degrees of external and internal thermal mass (see Table 1). The thermal resistance (R-values) of each wall was first determined using a Guarded Hot Box Apparatus and then incorporated into the four housing test modules. In the overall testing program, the interior of each module could be allowed to “free float”, or be controlled within a comfort range by a heating/cooling system with the energy consumption being measured. The study reported here investigates the relative performance of each of the walling systems operating under controlled internal conditions over the four seasons, based on energy demand to maintain comfort levels. The performance of the same walling systems under free floating conditions has been previously reported [1].

2 Wall thermal properties An in-house facility conforming to ASTM C 1363-97 [2] was used to obtain the R-value of each of the four wall types incorporated in the housing modules. The test walls were 2.4 m (high) by 2.4 m (wide) with the guarded hot box occupying the central 1.2 × 1.2 m area of the test panel. The R-values obtained for ∆18 ºC temperature differential [3] (air to air across each wall thickness) for the four wall types used in this study are shown in Table 2 (the air to air values are used for subsequent comparison in this paper).

3 Housing test modules The housing module tests were used to provide qualitative and quantitative data on the thermal performance of the

10 Jahren zusammen mit Think Brick Australia an einem umfassenden Programm zur Erforschung der thermischen Leistungsfähigkeit der Wohnhäuser in Australien [1]. Über diesen Zeitraum wurden zahlreiche Tests sowohl an einzelnen Wänden durchgeführt als auch detaillierte Beobachtungen an vollmaßstäblichen Versuchshäusern („Versuchsmodule“), die auf dem Gelände der Universität von Newcastle errichtet wurden, vorgenommen.

Diese Publikation beschreibt eine experimentelle Bewertung der thermischen Leistungsfähigkeit von vier im Hausbau in Australien üblichen Wandsystemen auf der Grundlage der ermittelten Bedarfe an Heiz- und Kühlenergie von Versuchsmodulen, in denen diese Wandsysteme eingebaut wurden. Untersucht wurden folgende vier Wandsysteme: Hohlmauerwerk (cavity brick, im Folgenden abgekürzt als „CB“), Hohlmauerwerk mit Dämmung (insulated cavity brick, im Folgenden abgekürzt als „InsCB“), Ziegelverblendung mit Dämmung (insulated brick veneer, im Folgenden abgekürzt als „InsBV“) und innenseitige Ziegelverblendung mit Dämmung (insulated reverse brick veneer, im Folgenden abgekürzt als „InsRVB“). Diese Wände weisen unterschiedliche Wärmedurchlasswiderstandswerte und verschiedene Grade an externer und interner thermischer Masse auf (s. Tabelle 1). Zunächst wurde mittels eines geregelten Heizkastens der Wärmedurchlasswiderstand (R-Wert) jeder Wand bestimmt und anschließend wurden die Wände in die vier Versuchsmodule eingebaut.

Das Forschungsprogramm insgesamt sah verschiedene Versuchsreihen vor, bei denen die Innenraumtemperatur jedes Moduls entweder „frei schwanken“ konnte oder durch ein Heiz-/Kühlsystem innerhalb eines Komfortbereichs geregelt wurde, während gleichzeitig der Energieverbrauch gemessen wurde. Die hier vorgestellte Studie untersucht die relative Leistungsfähigkeit jedes einzelnen Wandsystems unter geregelten Innenraumbedingungen während der vier Jahreszeiten auf der Grundlage des Energiebedarfs, der zur Aufrechterhaltung des Raumkomforts benötigt wird. Die thermische Leistungsfähigkeit derselben Wandsysteme unter frei schwankenden Bedingungen war bereits Thema einer früheren Publikation [1].

Table 1. Walls studied Tabelle 1. Untersuchte Wände Wall Type

Wall Description

Wandtyp

Wandbeschreibung

Cavity brick (CB)

2/110 mm brick masonry skins; 50 mm cavity; 10 mm internal render

Hohlmauerwerk (CB)

2/110 mm Ziegel-Mauerwerksschalen; 50 mm Hohlraum; 10 mm Innenputz

Insulated brick veneer (InsBV)

110 mm external skin; 50 mm cavity; pine stud frame with wall-wrap and R1.5 insulation batts; 10 mm interior plasterboard

Ziegelverblendung mit Dämmung (InsBV)

110 mm Außenschale; 50 mm Hohlraum; Pinienholz-Ständerwerk mit Wandfolie und R1.5 Dämmmatten; 10 mm Gipskartonplatte innen

Insulated cavity brick (InsCB)

2/110 mm brick masonry skins; 50 mm cavity; R1 rigid polystyrene sheets in cavity fixed to interior masonry skin; 10 mm render on external face of interior skin

Hohlmauerwerk mit Dämmung (InsCB)

2/110 mm Ziegel-Mauerwerksschalen; 50 mm Hohlraum; Hohlraum gefüllt mit R1 Polystyrol-Hartschaumplatten, befestigt an der inneren Mauerschale; 10 mm Putz auf der Außenseite der Innenschale

Insulated reverse brick veneer (InsRBV)

external 7 mm fibro-cement sheeting finished with polymer render; breathable membrane fixed to pine stud frame; R1.5 bulk insulation in frame; 110 mm brick masonry internal skin, 10 mm render

Innenseitige Ziegelverblendung mit Dämmung (InsRBV)

Außen 7 mm Faserzementverkleidung mit Polymerputz; atmungsaktive Membran, befestigt am Pinienholz-Ständerwerk; R1.5 Schüttdämmung im Ständerwerk; 110 mm Ziegelinnenschale, 10 mm Putz

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Table 2. Thermal characteristics of module walling systems Tabelle 2. Thermische Eigenschaften der Wandsysteme R-value m2K/W (surface to surface)

R-value m2K/W (air to air)*

Exterior skin thermal mass?

Interior skin thermal mass?

R-Wert m2K/W (Oberfläche zu Oberfläche)

R-Wert m2K/W (Luftschicht zu Luftschicht)*

Thermische Masse Außenschale?

Thermische Masse Innenschale?

0.44

0.62

yes ja

yes

1.58

1.72

1.30

1.48

1.57

1.93

Walling System Wandsystem

Cavity Brick (CB) Hohlmauerwerk (CB) Insulated Brick Veneer (InsBV) Ziegelverblendung mit Dämmung (InsBV) Insulated Cavity Brick (InsCB) Hohlmauerwerk mit Dämmung (InsCB) Insulated Reverse Brick Veneer (InsRBV) Innenseitige Ziegelverblendung mit Dämmung (InsRBV)

ja

yes

no

ja

nein

yes

yes

ja

ja

no

yes

nein

ja

* Air film values from [3]: 0.04 externally; 0.14 internally * Luftschichtwerte aus [3]: 0,04 extern; 0,14 intern

walling systems under real climatic conditions. The modules were comparable in size to other buildings used in similar studies in North America [4]. Note that the intent of the module tests was not to reproduce the behaviour of an actual house but rather to observe and quantify the typical heat flow mechanisms for walls in a realistic context.

The modules were constructed on the University of Newcastle Callaghan Campus in suburban Newcastle (Newcastle is located in a moderate climate zone on the east coast of Australia at latitude 33°south). Over the testing period, a range of walling systems have been used (cavity brick, insulated cavity brick, brick veneer with and without insulation, lightweight construction and insulated reverse brick veneer). For this paper, the CB, InsCB, InsBV and InsRBV modules were studied under controlled conditions with the interior being heated or cooled to pre-set levels of comfort, allowing the heating/cooling energy requirements for each walling system to be assessed. Heating energy was measured directly from electricity consumption whilst a chilled water heat exchanger system was used to measure the cooling demand.

The modules had a square floor plan of 6 m × 6 m and were spaced 7 m apart to avoid shading and minimise wind obstruction. With the exception of the walls and roof, the buildings were of identical construction following normal Australian practice, being built on a concrete slab-onground and aligned in a manner so that the north wall of each building was perpendicular to astronomical north.

Timber trusses were used to support the roof which consisted of tiles for the CB, InsCB and InsBV modules and steel sheeting for the InsRBV module, in both cases placed over a layer of sarking. The buildings had a ceiling height of 2450 mm. The ceiling consisted of 10 mm thick plasterboard with glasswool insulation batts (R3.5 m2 · K/W)

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2 Thermische Eigenschaften der Wände Es wurde eine hauseigene Prüfanlage gemäß den Vorgaben von ASTM C 1363-97 [2] verwendet, um den R-Wert für jeden der vier Wandtypen, die in die Versuchsmodule eingebaut wurden, zu bestimmen. Die Versuchswände waren 2,4 m hoch und 2,4 m breit; der geregelte Heizkasten belegte den zentralen Bereich von 1,2 × 1,2 m des Prüfgegenstands. Die R-Werte, die für ein Temperaturdifferential ∆18 ºC [3] (Luftschicht zu Luftschicht durch jede Wanddicke) für die vier in dieser Studie verwendeten Wandtypen ermittelt wurden, sind in Tabelle 2 dargestellt (die Luftschicht-zu-Luftschicht-Werte sind Grundlage für den anschließenden Vergleich in dieser Publikation).

3 Versuchshäuser Die Untersuchungen in den Versuchshäusern („Versuchsmodule“) dienten dazu, qualitative und quantitative Daten zur thermischen Leistungsfähigkeit der Wandsysteme unter realen klimatischen Bedingungen zu erheben. Die Module waren größenmäßig mit anderen Gebäuden, die in ähnlichen Studien in Nordamerika verwendet wurden, vergleichbar [4]. Es sei darauf hingewiesen, dass es nicht Zweck der Versuche war, das Verhalten eines tatsächlichen Hauses nachzubilden, sondern vielmehr die typischen Wärmestrommechanismen von Wänden in einem realistischen Kontext zu beobachten und zu quantifizieren.

Die Module wurden auf dem Gelände der Universität Newcastle Callaghan am Stadtrand von Newcastle errichtet (Newcastle befindet sich in einer gemäßigten klimatischen Zone an der Ostküste Australiens in 33° südlicher Breite). Während des Versuchszeitraums kam eine Reihe von Wandsystemen zum Einsatz (Hohlmauerwerk, Hohlmauerwerk mit Dämmung, Ziegelverblendung mit und

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b)

c)

d)

Fig. 1. Housing Test Modules (with window in north wall), (a) Insulated Brick Veneer (b) Insulated Cavity Brick (c) Cavity Brick and (d) Insulated Reverse Brick Veneer Bild 1. Versuchshäuser (mit Fenster in der Nordwand), (a) Ziegelverblendung mit Dämmung (InsBV), (b) Hohlmauerwerk mit Dämmung (InsCB), (c) Hohlmauerwerk (CB), (d) innenseitige Ziegelverblendung mit Dämmung (InsRBV)

placed between the rafters. Since the emphasis of the investigation was on wall performance, the R3.5 insulation was selected to minimise the “through-ceiling” heat flow.

Entry to the buildings was via tight fitting, insulated solid timber doors located on the southern face of the buildings.

The roof was supported by an independent steel frame which allowed the removal and replacement of walls as required.

Initial tests were performed on windowless modules.

However, the tests reported here were performed with a major window opening included on the northern wall of each module to allow solar ingress and to better reflect solar passive influences. The modules are shown in Figure 1.

The instrumentation recorded the external weather conditions including wind speed and direction, air temperature, relative humidity and the incident solar radiation on each wall (vertical plane) and on the roof (horizontal plane). For each module, temperature and heat flux profiles through the walls, slab and ceiling were recorded in conjunction with the internal air temperature and relative humidity. In total, in addition to the energy consumption, 105 data channels were scanned and logged every 5 minutes, 24 hours per day for each of the modules for the duration of the testing program.

4 Seasonal analysis The analysis was based on the assumption that the internal conditions were comfortable when the internal air space temperature was in the 18–24 ºC range. It is recognised that other factors also affect thermal comfort [5], [6] but this temperature range was used for convenience. For the controlled state, the heating/cooling system was activated whenever the internal room temperature rose or fell outside the above temperature limits. The systems were programmed to maintain this defined internal temperature range by a ‘hysteresis’ type cycle. The system operated by

ohne Dämmung, Leichtbauweise und innenseitige Ziegelverblendung mit Dämmung). Für diese Publikation wurden die CB-, InsCB-, InsBV- und InsRBV-Module unter geregelten Bedingungen untersucht, d. h. der Innenraum wurde innerhalb eines festgelegten Komfortbereichs geheizt oder gekühlt, so dass der Bedarf an Heiz-/Kühlenergie für jedes Wandsystem ermittelt werden konnte. Die Heizenergie wurde direkt anhand des Stromverbrauchs gemessen, während zur Messung des Kühlenergiebedarfs ein Kaltwasser-Wärmetauschersystem eingesetzt wurde.

Die Module hatten eine Grundfläche von 6 m × 6 m mit einem Abstand von 7 m, um Beschattung zu vermeiden und Windbehinderung zu minimieren. Mit Ausnahme der Wände und des Dachs entsprachen die Gebäude der in Australien üblichen Bauweise, d. h. sie waren auf einer Bodenplatte aus Beton errichtet und so ausgerichtet, dass die Nordwand jedes Gebäudes zum astronomischen Norden zeigt. Zur Stützung des Dachs – bestehend bei den CB-, InsCB- und InsBV-Modulen aus Dachziegel und beim InsRBV-Modul aus Stahlblech – wurden Dachbinder aus Holz verwendet, die in beiden Fällen auf eine Unterspannbahn aufgesetzt wurden. Die Gebäude wiesen eine Deckenhöhe von 2 450 mm auf. Die Decke bestand aus 10 mm dicken Gipskartonplatten mit Dämmmatten aus Glaswolle (R3.5 m2·K/W), die zwischen den Sparren angebracht wurden. Da der Schwerpunkt der Untersuchung auf der thermischen Leistungsfähigkeit der Wände lag, wurde die R3.5-Dämmung ausgewählt, um den Wärmestrom „durch die Decke“ zu minimieren. Der Zutritt zu den Gebäuden erfolgte über genau eingepasste, isolierte Massivholztüren auf der Südseite der Gebäude. Das Dach wurde von einem unabhängigen Stahlrahmen getragen, der es ermöglichte, die Wände nach Bedarf zu entfernen und auszutauschen.

Die ersten Versuche wurden an fensterlosen Modulen durchgeführt. Die hier vorgestellten Versuche beziehen sich jedoch auf Module, die über eine größere Fensteröffnung auf der Nordseite jedes Moduls verfügten, um den Eintritt des Sonnenlichts zuzulassen und die passiven Einflüsse der Sonnenenergie besser zu reflektieren. Die Module werden in Bild 1 gezeigt.

Die Messgeräte zeichneten die externen Wetterbedingungen auf einschließlich Windgeschwindigkeit und Windrichtung, Lufttemperatur, relative Feuchtigkeit und die auf jede Wand (vertikale Ebene) und auf das Dach (horizontale Ebene) einfallende Sonneneinstrahlung. Für jedes Modul wurden die Temperatur- und Wärmestromprofile durch Wände, Bodenplatte und Decke aufgezeichnet und gleichzeitig die Innenraum-Lufttemperatur und relative Feuchtigkeit gemessen. Zusätzlich zum Energieverbrauch wurden während der Dauer des Versuchsprogramms alle 5 Minuten während 24 Stunden am Tag für jedes der Module insgesamt 105 Datenkanäle gescannt und protokolliert.

4 Jahreszeitliche Analyse Die Analyse basierte auf der Annahme, dass die Innenraumbedingungen komfortabel waren, wenn sich die Lufttemperatur im Innenraum im Bereich von 18 bis 24 ºC bewegte. Zwar wird der thermische Komfort anerkannterweise auch durch andere Faktoren beeinflusst [5], [ 6], die Entscheidung fiel jedoch aus praktischen Gründen auf diesen Temperaturbereich. Zur Regelung der Raumbedingun-

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determining the average air temperature indicated by two thermostats located on the southern and western walls, situated so as to not receive any direct solar radiation. The analysis of the data involved studying the diurnal behaviour of the “controlled” modules for typical spring, summer, autumn and winter periods across 2008 and 2009.

The analysis therefore allows the potential year round performance to be assessed, by examining the relative performance of each module for the “snapshot” of each season.

Cooling Power (MJ) / Kühlleistung (MJ) Heating Power (MJ) / Heizleistung (MJ) Total Power (MJ) / Gesamtleistung (MJ)

4.1 Energy demands of the four modules under spring conditions

Figure 3. Total energy consumption in spring Bild 3. Gesamtenergieverbrauch im Frühling

Heating and cooling was observed for the spring season from 30/10/2008 to 27/11/2008, a period of 4 weeks. Conditions were moderate with a few warm days in excess of 30 °C and only a few nights reaching a temperature as low as 10 °C. Figure 2 shows the typical external/internal air temperature variations for 3 days in the middle of November. It can be observed from the internal temperature plots that there were times when only the InsBV and InsRBV modules required additional heating at night or cooling during the day whilst at other times, under more extreme conditions above 30 ºC, all modules required cooling.

The total energy demand for the four week period in October/November for each of the modules is presented in Figure 3 and confirms the greater need for cooling energy for the InsBV (despite the higher R-value of the walls but with no internal thermal mass) and CB modules (with the lowest thermal insulation and high thermal mass).

Due to the presence of the internal thermal mass on the external side of enclosure walls and the insulation, the InsCB module required the less energy than the other modules, followed by InsRBV modules with a little heating energy required. Both, the InsCB and CB with the highest thermal mass have not required any heating energy.

gen wurde das Heiz-/Kühlsystem aktiviert, sobald die Innentemperatur das oben genannte Temperaturlimit überoder unterschritt. Die Systeme wurden so programmiert, dass der festgelegte Innentemperaturbereich durch einen „hystereseartigen“ Zyklus aufrechterhalten wurde. Die Vorgehensweise bestand darin, dass anhand von zwei Thermostaten die durchschnittliche Lufttemperatur bestimmt wurde. Diese Thermostate waren so an den nach Süden und nach Westen gerichteten Wänden angebracht, dass sie keine direkte Sonneneinstrahlung erhielten. Im Rahmen der Datenanalyse wurde das Tagesverhalten der „geregelten“ Module während typischer Frühlings-, Sommer-, Herbst- und Winterperioden in den Jahren 2008 und 2009 untersucht. Die Analyse ermöglicht es somit, die potenzielle thermische Leistungsfähigkeit im gesamten Jahresverlauf zu bewerten, indem die relative Leistungsfähigkeit jedes Moduls anhand der für jede Jahreszeit erstellten „Momentaufnahme“ untersucht wurde.

4.2 Energy demands of the four modules in summer conditions Controlled conditions were imposed for the summer period for a total of 4 weeks from 22/01/2009 to 19/02/2009.

The summer weather was hot with consistent temperatures

4.1 Energiebedarfe der vier Module unter Frühlingsbedingungen Der Heiz- und Kühlbedarf für die Frühlingsperiode wurde vom 30. 10. 2008 bis 27. 11. 2008 über einen Zeitraum von vier Wochen beobachtet. Die Bedingungen waren gemäßigt mit wenigen warmen Tagen über 30 °C und nur ein paar Nächten, in denen die Temperatur unter 10 °C sank. Bild 2 zeigt die typischen Temperaturschwankungen der Außenluft/Innenluft während drei Tagen in der Mitte des Monats November. Aus den Innentemperaturgrafiken lässt sich

Comparison of External and Internal Temperature Vergleich der Außen- und Innentemperatur

Fig. 2. An example of modules temperature under controlled spring conditions Bild 2. Temperaturbeispiel der Versuchsmodule unter geregelten Frühlingsbedingungen

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Fig. 4. An example of modules temperature under controlled summer conditions Bild 4. Temperaturbeispiel der Versuchsmodule unter geregelten Sommerbedingungen Cooling Power (MJ) / Kühlleistung (MJ) Heating Power (MJ) / Heizleistung (MJ) Total Power (MJ) / Gesamtleistung (MJ)

Fig. 5. Total energy consumption in summer Bild 5. Gesamtenergieverbrauch im Sommer

above 30 °C, regularly occurring from as early as 8am into the early evening combined with high solar radiation due to limited cloud cover (an example of 3 days operation is presented in Figure 4). As a result of these conditions the heat pushed the external heat exchanger system to its practical limits and for two days in this period it was incapable of providing adequate cooling to all four modules.

All modules required daytime cooling due to the heat (see Figure 5). Internal temperatures over night were maintained between 22 and 23 °C. These results do however confirm that the appropriate combination of thermal mass and insulation is required to keep the interior within an acceptable temperature range when high extremes in external temperature occur over a prolonged period (this was the case for the analysed period, as no cooler days occurred). The CB module required additional energy in the evening evenings to cool its interior due to the solar energy passing through the wall and being released later in the evening and night.

4.3 Energy demands of the four modules in autumn conditions The autumn air conditioning observation period was for four weeks of data obtained from 16/04/2009 to 14/05/200.

External temperatures often peaked at around 22–23 °C; however the low solar angle created the need for artificial cooling to maintain the internal temperature below 24 °C (see Figure 6).

The InsCB module was again the most energy efficient and required only cooling under autumn conditions

ablesen, dass es Zeiten gab, in denen nur die InsBV- und InsRBV-Module zusätzliche Heizung während der Nacht oder Kühlung während des Tages benötigten, während zu anderen Zeiten unter extremeren Bedingungen mit Temperaturen über 30 ºC alle Module Kühlung erforderten.

Der Gesamtenergiebedarf für den Zeitraum von vier Wochen im Oktober/November für jedes der Module wird in Bild 3 dargestellt. Die Grafik bestätigt den größeren Bedarf an Kühlenergie für die InsBV-Module (trotz des höheren R-Werts der Wände, die aber keine interne thermische Masse aufweisen) und CB-Module (mit der geringsten Wärmedämmung und hoher thermischer Masse).

Dank der in der Außenschale der Gebäudewände vorhandenen thermischen Masse und der Dämmung benötigte das InsCB-Modul am wenigsten Energie im Vergleich zu den anderen Modulen, gefolgt von den InsRBV-Modulen, die etwas Heizenergie benötigten. Sowohl die InsCB- als auch die CB-Module mit der höchsten thermischen Masse benötigten keinerlei Heizenergie.

4.2 Energiebedarfe der vier Module unter Sommerbedingungen Für die Sommerperiode erfolgten Beobachtungen unter geregelten Bedingungen über einen Zeitraum von insgesamt vier Wochen vom 22. 01. 2009 bis 19. 02. 2009. Das Wetter im Sommer war heiß, die Temperaturen lagen durchweg über 30 °C, in der Regel schon ab 8.00 Uhr am Morgen bis zum frühen Abend, gleichzeitig war die Sonneneinstrahlung wegen des geringen Bewölkungsgrads hoch (ein 3-Tages-Beispiel zeigt Bild 4). Die infolge dieser Bedingungen entstehende Hitze ließ das externe Wärmetauschersystem an seine praktischen Grenzen stoßen und es war während zwei Tagen in dieser Periode nicht in der Lage, für eine angemessene Kühlung bei allen vier Modulen zu sorgen.

Alle Module benötigten aufgrund der Hitze während des Tages Kühlung (s. Bild 5). Die Innentemperaturen konnten während der Nacht auf 22 bis 23 °C gehalten werden.

Diese Ergebnisse bestätigen jedoch, dass eine angemessene Kombination aus thermischer Masse und Dämmung benötigt wird, um die Innenraumtemperatur innerhalb eines akzeptablen Bereichs zu halten, wenn die Außentemperatur über einen längeren Zeitraum hohe Extremwerte erreicht (dies war im analysierten Zeitraum der Fall, in dem keine

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Fig. 6. An example of modules temperature under controlled autumn conditions Bild 6. Temperaturbeispiel der Versuchsmodule unter geregelten Herbstbedingungen Cooling Power (MJ) / Kühlleistung (MJ) Heating Power (MJ) / Heizleistung (MJ)

kühleren Tage auftraten). Das CB-Modul erforderte zusätzliche Energie am Abend für die Kühlung des Innenraums, da die Sonnenenergie die Wand durchdringt und später am Abend und in der Nacht wieder in den Raum abgegeben wird.

4.3 Energiebedarfe der vier Module unter Herbstbedingungen

Fig. 7. Total energy consumption in autumn Bild 7. Gesamtenergieverbrauch im Herbst

(see Figure 7). The InsBV module was the most energy intensive requiring more than 200 % more energy than InsCB due to lack of thermal mass in the internal side of the enclosure wall; the insulation layer reduced the incoming heat from the solar radiation and did not have any ability to store the incoming heat through the window. Both modules, InsBV and InsRBV required almost similar amounts of heating, yet cooling requirements differed.

The CB module tended to suffer once heating was required and experienced more heating cycles for extended period of times due to the energy absorption by the bricks, but overall the energy requirements were much less than the InsBV and InsRBV modules for the autumn conditions.

4.4 Energy demands of the four modules in winter conditions The winter results were obtained for a 4 week period from 09/07/2009 to 06/08/2009. Peak daytime external temperatures during the collection rarely reached 19 °C with only several days exceeding 20 °C. Night temperatures consistently dipped below 5 °C. The typical behaviour of the modules for a 3 day period under controlled conditions is shown in Figure 8, together with the corresponding variations in external temperature.

Heating was the predominant source of energy consumption during winter. However a slight cooling requirement was needed for the InsBV to maintain the internal space within the comfort zone (see Figure 9). This was due to the tendency of these modules to overheat from solar

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Zur Beobachtung der Lufttemperatur unter Herbstbedingungen wurden Daten über einen Zeitraum von vier Wochen vom 16. 04. 2009 bis 14. 05. 2009 gesammelt. Die Außentemperaturen erreichten oft Höchstwerte von 22 bis 23 °C; aufgrund des flachen Sonneneinstrahlwinkels war jedoch künstliche Kühlung notwendig, um die Innentemperatur unter 24 °C zu halten (Bild 6).

Das InsCB-Modul erwies sich erneut als das energieeffizienteste Modul und benötigte bei Herbstbedingungen ausschließlich Kühlung (Bild 7). Am energieintensivsten war hingegen das InsBV-Modul, das aufgrund der fehlenden thermischen Masse auf der Innenseite der Gebäudewand über 200 % mehr Energie als das InsCB-Modul benötigte; die Dämmschicht verminderte die durch die Sonneneinstrahlung eintretende Wärme und war in keiner Weise in der Lage, die durch das Fenster eintretende Wärme zu speichern. Beide Module, InsBV und InsRBV, benötigten fast die gleichen Mengen an Heizenergie, die Kühlerfordernisse waren jedoch unterschiedlich.

Das CB-Modul erwies sich bei bestehendem Heizbedarf als weniger leistungsfähig und benötigte aufgrund der Energieabsorption der Mauerziegel mehr Heizzyklen über längere Zeiträume, insgesamt jedoch waren bei diesem Modul die Energiebedarfe unter Herbstbedingungen weit geringer als bei den InsBV- und InsRBV-Modulen.

4.4 Energiebedarfe der vier Module unter Winterbedingungen Die Winterergebnisse wurden über einen Zeitraum von vier Wochen vom 09. 07. 2009 bis 06. 08. 2009 ermittelt.

Die Tagesspitzen der Außentemperaturen erreichten während der Datensammlung selten 19 °C und die Temperatur stieg nur an einigen wenigen Tagen über 20 °C. In der Nacht fielen die Temperaturen durchweg unter 5 °C. Bild 8 zeigt das typische Verhalten der Versuchsmodule während

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Fig. 8. An example of modules temperature under controlled winter conditions Bild 8. Temperaturbeispiel der Versuchsmodule unter geregelten Winterbedingungen

ingress through the opening in the northern wall (due to the lack of thermal mass), and it was necessary for the air conditioning system to compensate. In contrast, the internal thermal mass of the InsCB, InsRBV and CB provided enough inherent absorption of the solar gain to avoid the need for additional cooling to keep temperatures from rising above the preset 24 °C. This was also evident under the previously described free floating conditions [1]. The winter sun was low and was therefore the primary driving factor for the behaviour of the modules.

Heating requirements between the InsCB and InsBV modules were very similar. However, the InsBV module often required more heating cycles which occurred earlier in the evening. The InsRBV module appears to suffer in both cases with earlier heating activation than the InsCB module and prolonged heating periods. The CB module experienced this to an even further extreme under these conditions with the lack of cavity insulation producing a continual flow of heat out into the cool cavity.

It has to be highlighted that under cold weather conditions the InsCB module had the lowest energy requirements for both heating and cooling. In contrast to the heavy walling modules, the InsBV module (without internal thermal mass) had limited capacity for self-regulation, with the heat flows being driven purely by the external conditions. The lack of internal thermal mass resulted in higher daytime temperatures and artificial cooling was required to offset the solar heat gain. Towards the end of the day internal temperatures dropped with the external conditions at a faster rate compared to the CB and InsCB modules as little heat was released back into the room from the walling system. During the day, heating of the interior from the low winter sun was offset by the ability of the internal thermal mass of the CB and InsCB walls to absorb heat. This prevented the day-time overheating which was observed in the InsBV modules. The primary basis for the superior performance of the InsCB module was the contribution of the internal brick skin in combination with the cavity insulation which limited heat flow to the exterior of the wall. This illustrates the beneficial effects in these circumstances of the effective combination of thermal mass and thermal resistance.

Cooling Power (MJ) / Kühlleistung (MJ) Heating Power (MJ) / Heizleistung (MJ) Total Power (MJ) / Gesamtleistung (MJ)

Fig. 9. Total energy consumption in winter Bild 9. Gesamtenergieverbrauch im Winter

eines 3-Tages-Zeitraums unter geregelten Bedingungen mit den entsprechenden Veränderungen der Außentemperatur.

Im Winter war der Heizbedarf die primäre Quelle des Energieverbrauchs. Beim InsBV-Modul bestand jedoch auch ein leichter Kühlbedarf, um den Innenraum innerhalb der Komfortzone zu halten (siehe Bild 9). Ursächlich hierfür war, dass diese Module aufgrund der Sonneneinstrahlung durch die Öffnung in der Nordwand zum Überhitzen tendieren (wegen mangelnder thermischer Masse) und dies durch die Klimaanlage ausgeglichen werden musste. Im Gegensatz dazu sorgte die interne thermische Masse der InsCB-, InsRBV- und CB-Module für eine ausreichende inhärente Absorption des Solareintrags und verhinderte, dass eine zusätzliche Kühlung notwendig wurde, um die Temperaturen nicht über die festgelegten 24 °C steigen zu lassen. Das gleiche Ergebnis zeigte sich auch bei frei schwankenden Bedingungen, wie sie in einer früheren Publikation beschrieben wurden [1]. Die Wintersonne stand tief und war somit der primäre treibende Faktor für das Verhalten der Versuchsmodule.

Der Heizbedarf der InsCB- und InsBV-Module war sehr ähnlich. Das InsBV-Modul benötigte jedoch oft mehr Heizzyklen und diese waren früher am Abend notwendig.

Das InsRBV-Modul scheint in beiden Fällen schlechter abzuschneiden, da im Vergleich zum InsCB-Modul sowohl die Heizung früher aktiviert wurde als auch längere Heizperioden notwendig waren. Das gleiche Verhalten in noch extremerer Ausformung zeigte auch das CB-Modul, das aufgrund

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5 Conclusions The two alternative extreme cases of high thermal mass with no insulation (the CB module), and insulation with external thermal mass (the InsBV module), both required higher energy consumption for every season. Despite the InsBV module having an R-value of 14 % higher than the InsCB, the InsBV module required 20 % more energy for all seasons (each consist of 4 weeks period). The worst performing module was the CB with energy demand 60 % higher than its counterpart InsCB module. Note that a similar trend was observed in a parallel study of the performance of the modules under free floating internal conditions [1]. This again confirms that there is no direct correlation between building performance and wall R-value alone; the best solution lies with an appropriate combination of wall insulation and thermal mass.

Investigations into the heat flow through the walls indicated that the additional external thermal mass provided increased dampening of the external conditions and also helped to decrease the environmental impact on the cavity surface of the internal thermal mass. Externally clad insulation alone did not provide this form of cavity dampening and the thermal mass of the internal masonry leaf was the only contributor to minimize temperature variation and reduce the capacity to lessen the temperature rise from the solar gain. This could also be one factor why under driven conditions the InsRBV module used more energy than the InsCB module. This did not mean that the InsRBV module cannot provide a comfortable passive living space; it was a definite improvement over other constructions however the assembly itself was in no way perfect and appears to possibly lack a degree of thermoregulation in comparison to the InsCB module under higher solar gain. Nevertheless, the InsRBV module performed strongly during the summer and winter observation periods.

The results clearly showed that internal comfort levels and energy demands are influenced by both the thermal resistance of the walls as well as the extent and location of the thermal mass. The best thermal performance will therefore be obtained by an appropriate combination of both, thermal mass and resistance, rather than focussing on the wall thermal resistance (R-value) alone. Work is continuing on the development of a single measure for wall performance which reflects the contribution of both thermal mass and thermal resistance under the dynamic temperature conditions of a diurnal temperature cycle [6].

Acknowledgements This research has been supported by Think Brick Australia and the Australian Research Council. Their support and the assistance of the Civil Engineering laboratory staff and the past and present members of the Thermal Research Group are gratefully acknowledged.

References − Literatur [1] Page, A. W., Moghtaderi, B., Alterman, D., Hands, S. (2011) A Study of the Thermal Performance of Australian Housing Systems. Priority Research Centre, The University of New-

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der fehlenden Dämmung des Hohlraums einen kontinuierlichen Wärmestrom in den kalten Hohlraum erzeugt.

Hervorzuheben ist, dass das InsCB-Modul unter kalten Witterungsbedingungen den niedrigsten Energiebedarf sowohl für Heizung als auch Kühlung aufwies. Im Gegensatz zu den schweren Wandmodulen verfügte das InsBVModul (ohne interne thermische Masse) über eine nur begrenzte Selbstregulierungsfähigkeit, da die Wärmeströme ausschließlich durch die äußeren Bedingungen angetrieben werden. Das Fehlen einer internen thermischen Masse führte zu höheren Tagestemperaturen, so dass künstliche Kühlung notwendig wurde, um die Erwärmung durch den Solareintrag auszugleichen. Gegen Ende des Tages fielen die Innentemperaturen in Entsprechung zu den äußeren Bedingungen schneller im Vergleich zu den CB- und InsCB-Modulen, da nur wenig Wärme vom Wandsystem zurück in den Raum abgegeben wurde. Während des Tages wurde die durch die niedrig stehende Wintersonne bedingte Erwärmung des Innenraums dadurch ausgeglichen, dass die interne thermische Masse der CB- und InsCBWände in der Lage war, die Wärme zu absorbieren. Somit wurde eine Überhitzung während des Tages, wie sie bei den InsBV-Modulen festzustellen war, vermieden. Der wichtigste Grund für die höhere Leistungsfähigkeit des InsCB-Moduls war der thermische Beitrag der inneren Mauerschale in Verbindung mit der Dämmung des Hohlraums, wodurch der Wärmestrom zur Außenseite der Wand begrenzt wurde. Dies zeigt die positiven Auswirkungen, welche die effektive Kombination von thermischer Masse und Wärmedurchlasswiderstand unter diesen Umständen erzielt.

5 Schlussfolgerungen Die zwei alternativen Extremfälle von hoher thermischer Masse mit keinerlei Dämmung (das CB-Modul) und Dämmung mit externer thermischer Masse (das InsBV-Modul) verursachten beide zu jeder Jahreszeit einen höheren Energieverbrauch. Obwohl das InsBV-Modul einen um 14 % höheren R-Wert als das InsCB-Modul aufwies, erforderte das InsBV-Modul in allen Jahreszeiten (jeweils bestehend aus einem Zeitraum von 4 Wochen) 20 % mehr Energie.

Das am schlechtesten abschneidende Modul war das CBModul, dessen Energiebedarf um 60 % höher lag als bei seinem Gegenpart, dem InsCB-Modul. Ein ähnlicher Trend war auch in einer Parallelstudie zur Ermittlung der Wärmeleistung der Versuchsmodule unter frei schwankenden Innenraumbedingungen festzustellen [1]. Dies bestätigt erneut, dass es keine direkte Korrelation zwischen Gebäudeleistung und R-Wert der Wand allein gibt; die beste Lösung liegt in einer angemessenen Kombination aus Wanddämmung und thermischer Masse.

Untersuchungen des Wärmestroms durch die Wände machten deutlich, dass die zusätzliche externe thermische Masse die äußeren Bedingungen besser abfedern konnte und außerdem dazu beitrug, den Einfluss der Umweltfaktoren auf die Hohlraumoberfläche der internen thermischen Masse zu mindern. Die Außendämmung allein konnte diese Form der Hohlraumdämpfung nicht leisten und die thermische Masse der inneren Mauerschale war der einzige Faktor, der zur Minimierung der Temperaturveränderungen und zur Reduzierung der Fähigkeit, den Tempera-

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castle, Australia, (available at: http://www.thinkbrick.com. au/thermal-performance-and-climate-design) [2] ASTM C 1363 – 97 Standard Test Method for the Thermal Performance of Building Assemblies by Means of a Hot Box Apparatus. American Society for Testing Materials, Philadelphia, USA, 1997.

[3] AS/NZS 4859.1:2002 Materials for the Thermal Insulation of Buildings – General Criteria and Technical Provisions.

Standards Australia, North Sydney, Australia, 2002.

[4] Burch, D. M., Remmert, W. E., Krintz, D. F., Barnes, C. S.: A field study of the effect of wall mass on the heating and cooling loads of residential buildings. In: Proceedings of the Building Thermal Mass Seminar, Knoxville, Tennessee, NBS, pp.

265–312, USA., 1982.

[5] Olesen, B. W., Brager, G. S.: A better way to predict comfort: the new ASHRAE Standard 55-2004. ASHRAE Journal, Aug. 2004, pp. 20–26.

[6] Alterman, D., Moffiet, T., Hands, S., Page, A., Luo, C., Moghtader, B.: A Concept for a Potential Metric to Characterise the Dynamic Thermal Performance of Walls. Energy and Buildings 54 (2012) 52–60.

Authors − Autoren: Dariusz Alterman, Research Fellow dariusz.alterman@newcastle.edu.au Adrian Page, Professor Emeritus adrian.page@newcastle.edu.au Behdad Moghtaderi, Professor behdad.moghtaderi@newcastle.edu.au all: The University of Newcastle, Priority Research Centre For Energy, NSW, 2308, Australia Congcong Zhang, Research Associate congcong.zhang@newcastle.edu.au The University of Newcastle Discipline of Civil Engineering, NSW, 2308, Australia

turanstieg durch den Solareintrag zu mindern, beitrug.

Dies könnte auch einer der Faktoren sein, weshalb das InsRBV-Modul unter von außen beeinflussten Bedingungen mehr Energie verbrauchte als das InsCB-Modul. Dies bedeutete jedoch nicht, dass das InsRBV-Modul kein komfortables passives Wohnraumklima bieten konnte; es stellte eine entscheidende Verbesserung gegenüber anderen Bauweisen dar, sein Aufbau war jedoch keinesfalls perfekt und möglicherweise mangelte es ihm bei höherem Solareintrag im Vergleich zum InsCB-Modul an einer gewissen Wärmeregulierung. Dennoch zeigte das InsRBVModul eine gute Leistung während der untersuchten Sommer- und Winterperioden.

Aus den Ergebnissen geht klar hervor, dass Innenraumkomfort und Energiebedarf sowohl durch den Wärmedurchlasswiderstand der Wände als auch durch Anteil und Lage der thermischen Masse beeinflusst werden. Die beste Wärmeleistung erhält man somit durch eine angemessene Kombination beider Einflussfaktoren, thermische Masse und Widerstand, statt sich ausschließlich auf den Wärmedurchlasswiderstand (R-Wert) der Wand zu konzentrieren. Die Arbeiten an der Entwicklung einer einzigen Messgröße für die Bewertung der thermischen Leistungsfähigkeit von Wänden, die den Beitrag sowohl der thermischen Masse als auch des Wärmedurchlasswiderstands unter dynamischen Temperaturbedingungen eines Tagestemperaturzyklus widerspiegelt, werden fortgesetzt [6].

Danksagung Dieses Forschungsprojekt wurde unterstützt durch Think Brick Australia und den Australian Research Council. Wir danken für ihre Unterstützung und die Mithilfe des Laborpersonals für Bauingenieurwesen und der früheren und jetzigen Mitglieder der Forschungsgruppe für thermische Leistungsfähigkeit.

Companies and associations – Firmen und Verbände Approvals adapted in line with Eurocode 6

Zulassungen auf Eurocode 6 angepasst

The German Institute for Civil Engineering (DIBt) has re-issued the national technical approvals of the German Association for the Sand-Lime Brick Industry. The reason being that the approvals concerning the execution and dimensioning had to be expanded according to Eurocode 6. In particular these are: Z-17.1-575: Mauerwerk aus Kalksand-Planelementen mit Zentrierhilfe Z-17.1-332: Mauerwerk aus Kalksand-Planelementen Z-17.1-878: Mauerwerk aus Kalksandsteinen mit besonderer Lochung im Dickbettverfahren Z-17.1-893: Mauerwerk aus Kalksand-Plansteinen mit besonderer Lochung im Dünnbettverfahren Z-17.1-921: Mauerwerk aus Kalksand-Plansteinen mit besonderer Lochung

Das Deutsche Institut für Bautechnik (DIBt) hat die allgemeinen bauaufsichtlichen Zulassungen des Bundesverbands Kalksandsteinindustrie neu ausgestellt. Grund ist, dass die Zulassungen um die Ausführung und Bemessung nach Eurocode 6 erweitert werden mussten. Im Einzelnen sind es: Z-17.1-575: Mauerwerk aus Kalksand-Planelementen mit Zentrierhilfe Z-17.1-332: Mauerwerk aus Kalksand-Planelementen Z-17.1-878: Mauerwerk aus Kalksandsteinen mit besonderer Lochung im Dickbettverfahren Z-17.1-893: Mauerwerk aus Kalksand-Plansteinen mit besonderer Lochung im Dünnbettverfahren Z-17.1-921: Mauerwerk aus Kalksand-Plansteinen mit besonderer Lochung

The customized documents are available in the download section of the German Association for the Sand-Lime Brick Industry in the “Zulassungen” (approvals) section.

Die angepassten Dokumente sind im Downloadbereich des Bundesverband Kalksandsteinindustrie unter der Rubrik „Zulassungen“ zu finden.

Bundesverband Kalksandsteinindustrie eV Entenfangweg 15, D-30419 Hannover info@kalksandstein.de, www.kalksandstein.de

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Articles – Fachthemen Yuri Z. Totoev

DOI: 10.1002/dama.201500642

Classification of SIM infill panels Klassifikation von SIM-Ausfachungswänden SIM is an innovative building system for mortar-less walls. It utilises a special method of interlocking SIM bricks that allows relative sliding of brick courses in-plane of a wall and prevents out-of-plane relative movement of bricks. One of its structural applications is in multistorey frame buildings as earthquake resistant masonry infill panels. It improves energy dissipation of frame structures during earthquakes. The energy dissipation occurs through friction between bricks as they engage in relative sliding by the frame vibrating during earthquake. This paper explains the novelty of SIM and offers classification of SIM panels based on the gap width between the frame and the top of the panel.

1 Introduction and definition of SIM Masonry is one of the most popular building materials. It has many excellent material properties and proven durability. Over time masonry structures have evolved from massive walls, which work mainly in compression, to more slender walls, which could also experience tension and shear. Earthquake induced tensile and shear stresses often exceed capacity of traditional unreinforced masonry resulting in substantial damage and failure. Reinforced masonry has better earthquake resistance, however, is more expensive and requires expertise not always available in developing countries. The design of practical masonry with improved earthquake resistance still presents a challenge for structural engineers. A new masonry system has been developed by the author. It is called semi interlocking masonry (SIM). It has reduced stiffness and susceptibility to damage and increased capacity to dissipate earthquake energy compared with traditional masonry.

Two different methods of semi interlocking have been developed: – using specially shaped bricks – “topological SIM” – using conventionally shaped bricks with special perforations and dowels – “mechanical SIM” (see Figure 1).

Traditional brick moulding technology can be easily adopted for making topological SIM units. Mechanical SIM units are designed to utilise existing brick extrusion technology. The structural performance of these two SIM types is essentially identical [1]. Topological SIM, however, appears to have better resistance to water penetration [2].

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SIM ist ein innovatives Bausystem für mörtellose Wände. Es verwendet ein spezielles Verfahren für die Verzahnung von SIMMauerziegeln, das relative Gleitbewegungen von Ziegellagen in der Wandebene gestattet und Relativbewegungen der Mauerziegel außerhalb der Wandebene verhindert. Eines der baulichen Anwendungsgebiete sind mehrstöckige Gebäude in Rahmenbauweise mit erdbebenresistenten Mauerwerksausfachungen. SIM verbessert die Energiedissipation von Rahmenkonstruktionen während eines Erdbebens. Die Energiedissipation erfolgt durch Reibung zwischen den Mauerziegeln, indem diese durch den während des Erdbebens vibrierenden Rahmen in eine relative Gleitbewegung versetzt werden. Dieser Aufsatz erklärt die Neuheit des SIM-Systems und schlägt eine Klassifizierung von SIMAusfachungen auf der Grundlage des Spalts zwischen dem Rahmen und der Oberkante der Ausfachung vor.

1 Einleitung und Definition von SIM Mauerwerk ist eines der am häufigsten verwendeten Baumaterialien. Es verfügt über viele hervorragende Materialeigenschaften und eine erwiesene Dauerhaftigkeit. Im Laufe der Zeit entwickelte sich der Mauerwerksbau weiter von Massivwänden, die hauptsächlich Druckbelastungen abtragen, hin zu schlankeren Wänden, die auch Zug- und Schubkräfte aufnehmen können. Erdbebeninduzierte Zug- und Schubbelastungen übersteigen oft das Aufnahmevermögen von herkömmlichem unbewehrtem Mauerwerk, was zu erheblichen Schäden und Versagen führen kann. Bewehrtes Mauerwerk weist eine bessere Erdbebenfestigkeit auf, ist jedoch kostenaufwändiger und erfordert Fachwissen, das in Entwicklungsländern nicht immer vorhanden ist. Die Entwicklung von Mauerwerk mit verbesserter Erdbebenfestigkeit ist für Bauingenieure noch immer eine große Herausforderung. Der Autor ist Entwickler eines neuen Mauerwerk-Bausystems, bezeichnet als „semi interlocking masonry“ (SIM) (Semiverbund-Mauerwerk). Es weist im Vergleich zu herkömmlichem Mauerwerk eine reduzierte Steifigkeit und Schadensanfälligkeit auf und verfügt über eine höhere Kapazität zur Dissipation von Erdbebenenergie.

Es wurden zwei verschiedene SIM-Verfahren entwickelt: – mit Verwendung speziell geformter Mauerziegel – bezeichnet als „topologisches SIM-System“ – mit Verwendung konventionell geformter Mauerziegel mit speziellen Lochkammern und Dübeln – bezeichnet als „mechanisches SIM-System” (s. Bild 1).

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Y. Z. Totoev · Klassifikation von SIM-Ausfachungswänden a)

b)

Fig. 1. Different methods of semi interlocking: a) topological, b) mechanical Bild 1. Verschiedene SIM-Verfahren: a) topologischer Typ, b) mechanischer Typ

Several possible structural and non-structural applications of SIM include: – infill panels in multistorey frame structures – walls in confined masonry structures – masonry skins of a reverse brick veneer systems – robotically prefabricated masonry walls – DIY masonry.

This paper, however, will be on the use of SIM as infill panels in multistorey frame structures.

2 Novelty of SIM and comparison to other interlocking masonry systems There are many different interlocking brick/block masonry systems on the market. They all developed to build structural or non-structural walls without mortar. Some of them are dry set like SIM; others use various adhesives to bond units into a monolithic wall. The main difference of SIM is that unlike all of these systems it avoids connecting units into a monolith. Its purpose is quite the opposite; it makes walls pliable and deformable. To better explain the novelty of SIM let us recall the definitions of a structure and a mechanism. A structure is a body or an assembly of bodies to form a system capable of supporting loads. A mechanism is an assembly of moving parts capable of performing a complete functional motion. SIM is designed for relative motion of bricks without necessarily supporting loads.

Therefore, some SIM walls, including infill panels, are not structures but energy dissipating mechanisms.

3 Origin of SIM and historical background The author invented the system in 2010 [3] and first introduced it in print in 2011 [4]. Various elements of it are not new. In fact, one could trace their heritage to the dry set stone masonry of Mesolithic era with elements of interlocking such as mortise-and-tenon joints of Stonehenge.

Another ancient example of topologically interlocking masonry is multifaceted stones of Machu Picchu. Ancient Egyptians, Romans, Incas and Khmers used metal masonry block connectors. Slotted holes are very common in steel construction for relative sliding of connected parts.

Um topologische SIM-Elemente herzustellen, können die traditionellen Verfahren der Ziegelformung verwendet und mit einfachen Mitteln angepasst werden. Mechanische SIM-Elemente sind so konzipiert, dass zu ihrer Herstellung bestehende Strangpressverfahren eingesetzt werden können. Die Tragfähigkeiten dieser zwei SIM-Typen sind im Wesentlichen identisch [1]. Es scheint jedoch, dass topologische SIM-Elemente über eine bessere Widerstandsfähigkeit gegenüber Wassereindringen verfügen [2].

Mögliche Anwendungen von SIM-Elementen für tragende und nichttragende Konstruktionen sind beispielsweise: – Ausfachungen in mehrgeschossigen Gebäuden in Rahmenbauweise – Wände in eingefassten Mauerwerkskonstruktionen – Mauerschalen mit innenliegendem Verstärkungssystem – mit Robotertechnik hergestellte Ziegelfertigwände – Selbstbau-Mauerwerk Dieser Aufsatz beschäftigt sich jedoch nur mit der Verwendung von SIM-Elementen als Ausfachungen in mehrgeschossigen Rahmenkonstruktionen.

2 Neuartigkeit des SIM-Systems und Vergleich mit anderen Verbundmauerwerk-Systemen Es sind sehr viele verschiedene Mauerwerkssysteme mit Verbundsteinen/Verbundblöcken auf dem Markt. Sie wurden alle entwickelt, um tragende oder nicht-tragende Wände ohne Mörtel zu errichten. Einige werden wie SIM trocken versetzt, andere verwenden verschiedene Klebstoffe, um die Elemente zu einer monolithischen Wand zu verbinden. Der hauptsächliche Unterschied besteht darin, dass das SIM-Verfahren im Gegensatz zu allen diesen Systemen vermeidet, die Elemente zu einem Monolith zu verbinden. Sein Ziel ist genau das Gegenteil, nämlich Wände nachgiebig und verformbar zu machen. Um die Neuartigkeit von SIM besser zu erklären, soll kurz auf die Definitionen für Tragwerk und Mechanismus eingegangen werden. Ein Tragwerk ist ein Körper oder eine Gruppe von Körpern, der bzw. die ein System bildet, das in der Lage ist, Lasten abzutragen. Ein Mechanismus ist eine Gruppe von beweglichen Teilen, die in der Lage ist, eine vollständige

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Y. Z. Totoev · Classification of SIM infill panels

The concept of a masonry wall designed not as a monolith structure but as a mechanism where bricks slide against each other is entirely new, however.

4 Structural application of SIM as infill panels SIM is an innovative building system that uses engineered mortar-less masonry panels to improve energy dissipation of frame structures during earthquakes. The energy dissipation occurs through friction between bricks as they engage in relative sliding by the frame vibrating during earthquake. The more earthquake energy friction diverts to heating the structure, the less would remain to cause structural vibration and damage.

SIM panels are suitable for inclusion in new earthquake resistant structures as well as seismic rehabilitation or retrofitting of existing structures.

The frame could be of reinforced concrete, steel or other structural materials. SIM bricks could be pressed or extruded of concrete or structural clay. SIM panel could be single-skin, double brick, or cavity wall within the plane of the frame. SIM panel could be an unreinforced dry stack wall with the running bond masonry pattern or it could also be post-tensioned through aligned vertical perforations in SIM bricks.

5 The novelty of SIM infill panels Traditional masonry infills are either architectural walls or structural panels designed to brace frame structures. They are not intended for energy dissipation. Energy dissipation in these infills during earthquakes mostly relates to the micro and macro structural cracking and plastic behaviour of material. The capacity of traditional infills to dissipate energy in this way before failing is quite limited.

The novel purpose of SIM infill panels is to provide frame structures with artificially added damping. In SIM panels energy dissipation occurs mostly through friction between bricks of the panel. SIM is a unique system, which utilises masonry infills as effective energy dissipation devises (EDD) to improve earthquake resistance of frame structures.

Superficially, a SIM infill looks like any other masonry infill panel. However, it is conceptually different from all other masonry infill types. Let us consider the classical equation of motion for a structure under earthquake load to demonstrate this difference: . ku + cu + mü = –müg(t) where u is the vector of dynamic displacements (vibra. tions); u is the vector of velocities, ü is the vector of accelerations, üg(t) is the acceleration of the ground, k is the stiffness matrix, c is the damping matrix, and m is the mass matrix. All common types of masonry infills structurally are various forms of frame bracing. They minimise vibrations mainly by increasing the stiffness of the structure represented in the above equation by the stiffness matrix. Often this is achieved at the expense of lowering the yield displacement and displacement ductility of the structure.

SIM infills also aim to minimise frame vibrations but in a different way. Being energy dissipation devices, they achieve

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funktionelle Bewegung zu vollziehen. SIM ist für Relativbewegungen von Mauerziegeln und nicht notwendigerweise zum Abtragen von Lasten konzipiert. Einige SIMWände, wozu auch Ausfachungen gehören, sind deshalb keine Tragwerke, sondern energiedissipierende Mechanismen.

3 Ursprung des SIM-Systems und historischer Hintergrund Der Autor erfand das System im Jahr 2010 [3] und stellte es erstmals in einer Publikation in 2011 vor [4]. Verschiedene Elemente des Systems sind nicht neu. Man könnte seinen Ursprung im Grunde bis auf die Trockensteinmauerwerke der Mittelsteinzeit zurückführen mit Verzahnungselementen wie beispielsweise den Schlitz- und Zapfenverbindungen in Stonehenge. Ein anderes historisches Beispiel von topologischem Verbundmauerwerk sind die facettenreichen Mauersteine in Machu Picchu. Die alten Ägypter, Römer, Inkas und Khmer nutzten Metallverbinder, um Mauerblöcke miteinander zu verbinden. Langlöcher kommen im Stahlbau sehr häufig für gleitende Relativbewegungen von verbundenen Teilen zum Einsatz. Das Konzept einer Mauer, die nicht als monolithische Struktur angelegt ist, sondern als ein Mechanismus, bei dem die Mauersteine gegeneinander gleiten, ist jedoch völlig neu.

4 Baupraktische Anwendung der SIM-Systeme als Ausfachungen SIM ist ein innovatives Mauerbausystem, das vorgefertigte mörtellose Mauertafeln verwendet, um die Energiedissipation von Rahmenstrukturen während eines Erdbebens zu verbessern. Die Energiedissipation erfolgt durch Reibung zwischen den Mauerziegeln, indem diese durch den während des Erdbebens vibrierenden Rahmen in eine relative Gleitbewegung versetzt werden. Je mehr erdbebeninduzierte Reibungsenergie in die Erwärmung des Tragwerks abgeleitet wird, desto weniger bleibt übrig, um Schwingungen und Schäden am Bauwerk zu verursachen.

SIM-Ausfachungen eignen sich für den Einbau in neue erdbebenresistente Bauwerke sowie zur seismischen Nachrüstung bzw. Verstärkung von bestehenden Bauwerken.

Der Rahmen könnte aus bewehrtem Beton, Stahl oder anderen Baumaterialien bestehen. SIM-Mauersteine könnten aus Beton oder Tonwerkstoff gepresst oder extrudiert werden. SIM-Ausfachungen könnten einschalige oder zweischalige Ziegelwände oder Hohlraumwände innerhalb der Rahmenebene bilden. SIM-Ausfachungen könnten als unbewehrte, trocken geschichtete Mauer im Läuferverband errichtet oder auch mithilfe von vertikal ausgerichteten Lochkammern in SIM-Mauerziegeln nachgespannt werden.

5 Die Neuartigkeit von SIM-Ausfachungen Bei traditionellen Mauerwerksausfachungen handelt es sich entweder um Fassadenwände oder Bauplatten zur Aussteifung von Rahmenkonstruktionen. Sie dienen nicht zur Energiedissipation. Die Energiedissipation in diesen Ausfachungen während eines Erdbebens ist hauptsächlich auf strukturelle Mikro- und Makrorisse und das plastische Verhalten des Materials zurückzuführen. Die Fähigkeit

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Y. Z. Totoev · Klassifikation von SIM-Ausfachungswänden

this objective by changing the damping matrix without detrimental effect on the yield displacement and displacement ductility of the structure.

6 Types of SIM infill panels A narrow gap between the top of SIM panel and the frame girder is difficult to avoid during construction of panels within the frame. Special packing should be used when this gap is undesirable. The presence of this gap and its width play a key role in the structural response of SIM panel to earthquake-induced vibrations. There are three main types of SIM panels: – SIM with open gap This type of SIM panel is built hard against the columns, however, has the gap between the top of the panel and the girder as shown in Fig. 3a. The frame interacts with the SIM panel only trough columns. The gap does not close

Fig. 2. Estimation of the critical gap width above SIM infill panel Bild 2. Schätzung der kritischen Spaltweite oberhalb der SIM-Ausfachung

a)

herkömmlicher Ausfachungen, auf diese Weise vor dem Versagen Energie zu dissipieren, ist jedoch ziemlich begrenzt.

Der innovative Zweck von SIM-Ausfachungen ist es, Rahmenkonstruktionen mit künstlich hinzugefügter Dämpfung auszustatten. In SIM-Ausfachungen erfolgt die Energiedissipation überwiegend durch Reibung zwischen den Steinen der Ausfachung. SIM ist ein einzigartiges System, das Mauerwerksausfachungen als effektive energiedissipierende Einrichtungen (energy dissipation devices, EDD) einsetzt, um die Erdbebenwiderstandsfähigkeit von Rahmenkonstruktionen zu verbessern.

Oberflächlich gesehen sieht eine SIM-Ausfachung wie jede andere Mauerwerksausfachung aus. Konzeptionell unterscheidet sie sich jedoch von allen anderen Arten von Mauerwerksausfachungen. Um diesen Unterschied zu demonstrieren, wird die klassische Bewegungsgleichung für ein Tragwerk unter Erdbebenbelastung betrachtet: . ku + cu + mü = –müg(t) dabei sind u der dynamische Verschiebungsvektor (Schwin. gungen); u der Geschwindigkeitsvektor, ü der Beschleunigungsvektor, üg(t) die Bodenbeschleunigung, k die Steifigkeitsmatrix, c die Dämpfungsmatrix und m die Massenmatrix. Alle üblichen Arten von Mauerwerksausfachungen sind strukturell gesehen unterschiedliche Formen von Rahmenaussteifungen. Sie minimieren Schwingungen hauptsächlich dadurch, dass sie die Steifigkeit des Tragwerks – in der obigen Gleichung dargestellt durch die Steifigkeitsmatrix – erhöhen. Oft wird dies auf Kosten der Reduzierung der Fließverschiebung und der Verschiebungsduktilität des Tragwerks erreicht. SIM-Ausfachungen dienen ebenfalls dazu, Rahmenschwingungen zu minimieren, wirken aber auf eine andere Art und Weise. Als energiedissipierende Einrichtungen erreichen sie dieses Ziel, indem sie die Dämpfungsmatrix ohne nachteilige Auswirkung auf die Fließverschiebung und Verschiebungsduktilität des Tragwerks verändern.

6 Arten von SIM-Ausfachungen

b)

Fig. 3. Different types of SIM panels: a) “with open gap”, b) “without gap” Bild 3. Verschiedene Typen von SIM-Ausfachungen: a) mit offenem Spalt, b) ohne Spalt

Während des Aufbaus von Ausfachungen innerhalb des Rahmens lässt sich nur schwer vermeiden, dass ein enger Spalt zwischen der Oberkante der SIM-Ausfachung und dem Rahmenträger bleibt. Es sollte deshalb eine spezielle Anordnung verwendet werden, wenn ein solcher Spalt nicht gewünscht wird. Das Vorhandensein dieses Spalts und die Spaltweite spielen eine entscheidende Rolle in der strukturellen Reaktion von SIM-Ausfachungen auf erdbebeninduzierte Schwingungen. Es gibt drei Haupttypen von SIM-Ausfachungen: – SIM mit offenem Spalt Diese SIM-Ausfachung wird hart anliegend an den Säulen errichtet, weist aber zwischen der Oberkante der Ausfachung und dem Rahmenträger einen Spalt auf, wie in Bild 3a gezeigt. Der Rahmen interagiert mit der SIM-Ausfachung nur über die Säulen. Der Spalt schließt sich während erdbebeninduzierten Schwingungen nicht. Unter der Annahme einer sinusförmigen Verformung der Säulen kann die kritische Spaltweite dgap entsprechend der Darstellung in Bild 2 berechnet werden.

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during earthquake-induced vibrations. Assuming sin shape for deforming columns, the critical gap width dgap can be calculated as illustrated in Fig. 2.

(

)

(

)

45 3 x x+ sin 2x − ; 37 29 4796

π 45 ≈ π+0− ≈ 3.82; 37 4796

d gap = lab − hab = 3.82

∆ ult 2

−π

∆ ult 2

≅ 0.34 ∆ ult ,

where Δult is the ultimate storey drift, lab is the length of distorted column ab, and hab is its height.

For SIM infill panel with the gap always open its width must conform to the following condition dgap ≥ 0.34Δult Frame girders never clamp SIM panel of this type in vertical direction. It provides mainly energy dissipation to the structure. Its strengthening effect is limited to the maximum friction force developed on the bead joints of the panel due to self-weight.

– SIM without gap There is no gaps between this type of SIM panel and the frame. It is in contact with the girder as well as columns (Figure 3b). dgap = 0 Therefore, panels are clamped between girders at all amplitudes of vibrations. This has dual effect of i) providing some bracing to the frame through the diagonal clamping zone and ii) providing higher level of energy dissipation compared to the previous type of SIM panel due to higher compression/friction on the bead joints.

– SIM with closing gap This is a combination of the first two types. It has a very narrow gap between the top of the panel and the girder 0 < dgab < 0.34Δult This type of SIM panel provides mainly energy dissipation to the structure during small amplitude vibrations when the gap remains open. However, as the amplitude increases, the gap closes, the clamping is activated, and the panel begins to provide additional bracing to the frame as well as higher energy dissipation.

7 Conclusions This paper introduced a conceptually new building system – semi interlocking masonry. It focused on its application in multistorey frame buildings as earthquake resistant masonry infill panels. The novelty of SIM and this structural application was explained and classification of SIM panels based on the gap width between the frame and the top of the panel was proposed.

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)

45 3 x x+ sin 2x − ; 37 29 4796

(

)

π 45 π+0− ≈ 3,82; 37 4796

l sin0→π ≈

l sin0→ x ≈ l sin0→π

(

l sin0→ x ≈

d gap = lab − hab = 3,82

∆ ult 2

−π

∆ ult 2

≅ 0, 34 ∆ ult ,

dabei ist Δult die Verschiebung des obersten Stockwerks, lab die Länge der deformierten Säule ab und hab deren Höhe.

Für SIM-Ausfachungen, deren Spalt stets offen ist, muss die Spaltweite folgender Bedingung genügen: dgap ≥ 0,34Δult SIM-Ausfachungen dieses Typs werden von den Rahmenträgern nie in vertikaler Richtung eingespannt. Sie sorgen nur für die Energiedissipation in das Bauwerk. Ihre Verstärkungswirkung beschränkt sich auf die maximale Reibungskraft, die an den profilierten Lagerfugen der Ausfachung aufgrund des Eigengewichts entwickelt wird.

– SIM ohne Spalt Bei dieser Art von SIM-Ausfachung bestehen keine Spalte zwischen der Ausfachung und dem Rahmen. Sie befindet sich in Kontakt sowohl mit dem Rahmenträger als auch den Säulen (Bild 3b). dgap = 0 Die Ausfachungen werden deshalb bei allen Schwingungsamplituden zwischen den Rahmenträgern eingespannt.

Dies hat den doppelten Effekt, dass i) eine gewisse Aussteifung des Rahmens mittels des diagonalen Einspannbereichs erreicht wird und ii) aufgrund der höheren Kompression/Reibung an den profilierten Lagerfugen ein höherer Grad an Energiedissipation im Vergleich zum vorherigen Typ von SIM-Ausfachung erzielt wird.

– SIM mit sich schließendem Spalt Es handelt sich um eine Kombination aus den beiden oben genannten Typen. Bei dieser SIM-Art ist der Spalt zwischen der Oberkante der Ausfachung und dem Rahmenträger sehr gering.

0 < dgap < 0,34Δult Diese Art von SIM-Ausfachung bewirkt hauptsächlich eine Energiedissipation in das Tragwerk während Schwingungen kleiner Amplitude, wenn der Spalt offen bleibt. Bei steigender Amplitude schließt sich jedoch der Spalt, die Einspannung wird wirksam und die Ausfachung beginnt, eine zusätzliche Aussteifung des Rahmens sowie eine höhere Energiedissipation zu erzielen.

7 Schlussfolgerungen In diesem Aufsatz wurde ein konzeptionell neues Bausystem vorgestellt – Semi Interlocking Masonry (SIM) (Semiverbund-Mauerwerk). Sein Schwerpunkt lag auf der Anwendung des Systems in mehrstöckigen Gebäuden in

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References – Literatur [1] Wang, Z., Totoev, Y. Z., Lin, K.: Experimental study on RC and steel frames with SIM infill. Proc. 9th Int. Masonry Conference, Guimaraes, Portugal, July 2014.

[2] Forghani, R., Totoev, Y. Z., Kanjanabootra, S.: Experimental investigation of the water penetration through semi interlocking masonry (SIM) walls. Proc. Annual Meeting of Architectural Institute of Japan, Kobe, Japan, September 2014.

[3] Mortarless Masonry. Australian Patent Application No. 2010905681, (filing date Dec. 24, 2010) (Newcastle Innovation Limited, applicant. Totoev, Yuri Z., inventor).

[4] Lin, K., Totoev, Y. Z., Hong Jun, Li: In-plane cyclic test on framed dry-stack masonry panel. Advanced Material Research Journal, Vol. 163–167 (2011), pp. 3899–3903.

Rahmenbauweise als erdbebenresistente Mauerwerksausfachungen. Es wurde die Neuartigkeit des SIM-Systems und seine bauliche Anwendung erläutert und eine Klassifizierung von SIM-Ausfachungen auf der Grundlage der Spaltweite zwischen dem Rahmen und der Oberkante der Ausfachung vorgeschlagen.

Author: Yuri Totoev University of Newcastle University Drive Callaghan, NSW 2308 Australia

Events – Veranstaltungen “Detailed and sustainable construction” series of workshops successfully concluded

Workshop-Reihe „Detail und nachhaltige Konstruktion“ erfolgreich abgeschlossen

In November 2014, the Kalksandsteinindustrie Nord e.V. once again held its series of sand-lime brick workshops. Under the heading “Detailed and sustainable construction”, participants gained information on the structure of buildings at nine event locations last year.

Based on the principles of structural engineering for the dimensions, fitness for purpose and crack resistance, the lecturer Dr.-Ing. Frank Purtak showed for typical buildings the structure in detail for sustainable buildings. The effects of the structural components on the associated brickwork were explained for a possibly fault-free total structure. Dr. Purtak also explained that the support conditions of masonry have to be planned in detail especially where wide span reinforced concrete roofing is concerned. Supporting as well as non-supporting external and internal wall structures must be optimized for economic implementation in view of the building dimensions.

Possibilities for forming both basement as well as free-standing walls were shown. Dr. Purtak made it clear that the dimensions of the supporting components, in accordance with the latest generation of standards, only serves as a modern aid in the design and execution process on the route towards stable and functional buildings and consequently has to be specifically applied where special questions arise.

The seminar documents from the Kalksandstein DetailWorkshop (sand-lime brick detail workshop) (7.0 MB) can be downloaded as a PDF from the website of KS-Nord.

Der Kalksandsteinindustrie Nord e.V. hat im November 2014 wieder seine Kalksandstein Workshop-Reihe durchgeführt.

Unter dem Titel „Detail und nachhaltige Konstruktion“ informierten sich die Teilnehmer im vergangenen Jahr an neun Veranstaltungsorten zum Thema Gebäudekonstruktion.

Aufbauend auf den Grundlagen der Tragwerksplanung zu Bemessung, Gebrauchstauglichkeit und Risssicherheit hat der Referent Herr Dr.-Ing. Frank Purtak für typische Gebäude die Konstruktion im Detail für nachhaltige Bauwerke aufgezeigt.

Die Einflüsse der mit dem Mauerwerk verbundenen Konstruktionsteile wurden für eine möglichst mängelfreie Gesamtkonstruktion dargelegt. Herr Purtak verdeutlichte unter anderem, dass speziell bei weit spannenden Dachdecken aus Stahlbeton die Auflagerbedingungen aus Mauerwerk detailliert geplant werden müssen. Tragende sowie nichttragende Außen- und Innenwandkonstruktionen müssen im Hinblick auf die Gebäudeabmessungen für eine wirtschaftliche Umsetzung optimiert werden. Möglichkeiten zur Ausbildung sowohl von Kellerwänden als auch von freistehenden Wänden wurden aufgezeigt. Herr Dr. Purtak machte deutlich, dass die Bemessung der tragenden Bauteile nach aktueller Normengeneration im Planungs- und Ausführungsprozess lediglich als modernes Hilfsmittel auf dem Weg zu standsicheren und gebrauchstauglichen Gebäuden dient und daher bei speziellen Fragestellungen gezielt angewendet wird.

Die Seminarunterlage zum Kalksandstein-Detail-Workshop (7.0 MB) können als PDF auf der Homepage von KS-Nord heruntergeladen werden.

KS-Nord e.V. Tel.: +49 (0)4161/743360 Fax: +49 (0)4161/743366 info@ks-nord.de www.ks-nord.de

KS-Nord e.V. Tel.: 04161/743360 Fax: 04161/743366 info@ks-nord.de www.ks-nord.de

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Reports – Berichte DOI: 10.1002/dama.201300540

Sustainable Buildings for Future Project: “Innovative insulation technology for reducing the heat losses in masonry construction, with the aim of ensuring 0-energy standards”

Zukunft durch nachhaltiges Bauen Projekt: „Innovative Dämmtechnik zur Reduzierung der Transmissionswärmeverluste im Mauerwerksbau, mit dem Ziel der Gewährleistung des 0-Energie-Standards“ 1 BAU Munich 2015 fair

1 Messe BAU München 2015

The world´s leading trade fair for architecture, materials and systems The joint research initiative of the Federal Ministry for the Environment, Nature Conservation, Building and Nuclear Safety and the Federal Institute for Research on Building, Urban Affairs and Spatial Development presented technologies, tools and methods for a sustainable and cost-efficient design and construction at the construction fair BAU 2015 in Munich. Visitors were invited to learn more about the latest results of this research initiative between 19th and 24th of January on the booth 202 in hall B 0. One of the most respected exhibits was this one of the research team of the Chair for Structural Design of TU Dresden (Dresden University of Technology) dealing with efficient thermal insulation of masonry walls.

Weltleitmesse für Architektur, Materialien und Systeme Die Forschungsinitiative Zukunft Bau des Bundesministeriums für Umwelt, Naturschutz, Bau und Reaktorsicherheit und des Bundesinstituts für Bau-, Stadt- und Raumforschung präsentierte auf der Messe BAU 2015 in München Technologien, Werkzeuge und Verfahren für das nachhaltige und kostengünstige Planen und Bauen. Besucher waren eingeladen, sich vom 19. bis 24. Januar am Messestand 202 in der Halle B 0 über Ergebnisse der Forschungsinitiative zu informieren. Eines der Exponate, das entsprechende Beachtung fand, war das des Forscherteams vom Lehrstuhl Tragwerksplanung der TU Dresden zur effizienten Dämmung von Mauerwerk.

2 Research objectives

Der Klimawandel infolge zu hohen CO2-Ausstoßes erfordert ein Umdenken in der Gebäudedämmung, da man mit traditionellen Dämmtechniken an Grenzen stößt, wenn man sicherstellen will, dass durch die Gebäudehülle keine Transmissionswärmeverluste verursacht werden. Es besteht bereits derzeit bei der Erfüllung der Anforderungen der EnEV ein erheblicher Bedarf an hocheffektiver Dämmung.

Es handelt sich bei dem vorgestellten Forschungsvorhaben um die Lösung der vorgenannten Problematik durch die Entwicklung einer innovativen Dämm- und Verbindungstechnik für den Einsatz beim zweischaligen Mauerwerk, das aus einer tragenden Hintermauerung, einer Vormauerschale und einer dazwischenliegenden Kerndämmung aus Vakuum-Isolations-Paneelen (VIP) besteht.

Durch die modulare Struktur der Vakuum-Paneele ist eine funktionssichere Kombination mit neuartigen, thermisch entkoppelten Ankern möglich.

The climate change caused by the high CO2 output leads to a rethinking in the thermal insulation of buildings. Limits will be reached with common insulation techniques and materials if the transmission losses should be zero. An enormous demand for high efficient thermal insulation systems is arising already now due to the Energy Saving Regulations (EnEV) in Germany.

The research focuses on developing an innovative insulation system and connection technology that can be applied for the double-leaf masonry walls with high efficient core insulation made by vacuum panels. This requires a low thermal conductivity of the anchors and consoles.

The new insulation system should achieve different essential requirement in term of geometry, bearing capacity, flexibility and demountability of building items in addition of considering the special thermal requirements to meet the 0-energy standards.

3 Exhibited mockup This mockup (Fig. 2) is to present the recent research results mainly the results related to developing special inno-

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2 Ziel des Forschungsprojektes

3 Erläuterungen zum Exponat Mit dem Exponat (Bild 2) sollte das entwickelte innovative Dämmsystem, bestehend aus modular vorgefertigten Vakuum-Isolation-Paneelen mit spezieller Randausbildung und einem thermisch optimierten Verankerungssystem,

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Reports – Berichte

Fig. 1. Project manager Prof. Dr.-Ing. Wolfram Jäger (TU Dresden) explains the project to the Federal Minister for the Environment, Nature Conservation, Building and Nuclear Safety Dr. Barbara Hendricks during the Munich fair BAU 2015.

MinR Hans-Dieter Hegner, Head of Division B I 5 „Civil Engineering, Sustainable Construction, Building Research“ (centre of picture), follows the explanations (source: StudioLoske, München) Bild 1. Projektleiter Prof. Dr.-Ing. Wolfram Jäger (TU Dresden) erläutert auf der Messe BAU München 2015 der Bundesministerin für Umwelt, Naturschutz, Bau und Reaktorsicherheit Dr. Barbara Hendricks das Projekt; Ministerialrat Hans-Dieter Hegner, Leiter des Referats B I 5 „Bauingenieurwesen, Nachhaltiges Bauen, Bauforschung“ (Bildmitte), folgt den Ausführungen interessiert (Bildquelle: StudioLoske, München)

vative insulation system that can be applied for double-leafed masonry walls using the vacuum panels as medial insulation core in order to achieve the different thermal, geometry and easy installation requirements as well as to guarantee the longevity.

The model presents a complete part of a double-leaf wall where the new insulation system is applied which fulfils all the current demands of thermal insulation, geometrical precision and bearing resistance. It consists of interior load bearing wall leaf, exterior covering brick veneer and medial insulation core of vacuum panels. The vacuum panels are fixed with anchors and consoles made of integrated synthetic-stainless steel parts that fit the special

gezeigt werden. Es ist speziell für den Einsatz bei zweischaligem Mauerwerk vorgesehen.

Die im Exponat bemusterte zweischalige Wand stellt die Vorgehensweise für den kompletten Außenwandaufbau dar, der die gesamten Anforderungen an den Mauerwerksbau bauphysikalisch, geometrisch und ingenieurtechnisch erfüllt.

Die Vakuum-Isolation-Paneele werden über eine mehrteilige, aus Kunststoffmaterial und rostfreiem Stahl hergestellte Verbindungstechnik gehalten. Zu dem Verbindungssystem gehören ein speziell entwickelter Anker und eine Konsole. Beide bestehen aus einem Material mit niedriger thermischer Leitfähigkeit in Kombination mit Teilen aus rostfreiem Stahl. Die speziell entwickelten modularen VIP haben eine stabile Abdeckung und Randausbildung mit abgeschrägten Ecken und sind mit einer Gummidichtung versehen, die bei der Befestigung mit dem Durchsteckanker aktiviert wird.

4 Ergebnisse

Fig. 2. As built model a double leaf masonry wall applying the proposed insulation system (system consists of modular parts with anchoring system) Bild 2. Aufgebaute zweischalige Wand mit der entwickelten Dämm- und Verbindungstechnik (System mit modularen Paneelen mit dem Verankerungssystem)

Im Rahmen des Forschungsvorhabens war es möglich, die Vakuumdämmung für den zweischaligen Mauerwerksbau anwendbar weiter zu entwickeln und durch eine optimierte Verbindungstechnik bauphysikalisch und statisch funktionssicher zu gestalten. Die Vakuum-Isolations-Paneele besitzen einen Vakuumkern und eine spezielle Randausbildung, sind vor Beschädigungen geschützt und somit baustellentauglich. An den abgeschrägten Ecken werden die Anker hindurchgeführt, über die dann die Gummidichtungen der Paneele angedrückt werden, sodass die Luftdichtheit des Systems gewährleistet ist. Es hat sich gezeigt, dass der Anker und die Konsole durch die Einführung der mittleren Kunststoffteile den Wärmedurchgang unterbinden und den Temperaturverlauf innerhalb der Stoßstelle an den Vakuum-Isolations-Paneelen positiv verändern (Bild 3).

Durch Verzicht auf das Verbundprinzip ist das System vollständig montierbar und sortenrein am Ende des Lebenszy-

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Reports – Berichte chamfered panel corners, which are in turn provided with rubber profiles at the interior edges.

4 Results Within this research work it was possible to present a new insulation system which consists of sandwich vacuum panels that can be fixed by special anchors. The modular structure of the panel allows the prefabrication with two protection layers and special edges so that the functionality of the vacuum will be guaranteed over the life time. The anchors and consoles were especially designed for this aim and optimized to achieve an efficient decrease of thermal bridge formation by introducing parts made by synthetic materials at certain points (Fig. 3). In addition the new system provides special installation flexibility and demountable properties with abdication of the composite principle.

The new anchoring system achieve the following points: – Reducing the energy loss 5 times in comparison with traditional thermal insulation materials and systems, – Reducing the energy loss through the anchor 16 times by using the new system in comparison to traditional steel anchors, – Reducing the energy loss through the load bearing consoles 9 times by applying of the optimized consoles instead of the traditional steel consoles, – Achieving slimmer walls by reducing the distance between the interior and exterior walls to 6.5 cm, achieving more usable area.

– high mounting flexibility considering tolerances and different possible dimensions of the brick veneer, – The new system is demountable and sorted recyclable.

5 Acknowledgement For their support in providing the necessary model material and for their financial and kind support, the research team would like to deeply thanks to: – Wilhelm Modersohn GmbH & Co. KG for the manufacturing and providing the metal parts of the anchors and consoles, – VARIOTEC GmbH & Co. KG for manufacturing and providing the VIP panels, – Hagemeister GmbH & Co. KG Klinkerwerk, for providing the Clinker of the veneer bricks, – Otto Quast, Coswig, providing the reinforced concrete beams, – Xella Technologie- und Forschungsgesellschaft mbH in cooperation with Xella Germany GmbH, for providing the lime-sandstone of the load bearing leaf, – BBSR, EVONIK, HALFEN, ZIEGEL Nord

Prof. Dr.-Ing. Wolfram Jäger TU Dresden, Fakultät Architektur 01062 Dresden

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Fig. 3. Comparison between the temperature distribution of the VIP panels when using integrated Synthetic-Stainless steel anchoring system (left) instead of using steel anchoring System (right) Bild 3. Temperaturverläufe in der Wand mit VIP-Paneelen bei Anwendung unterschiedlicher Verankerungssysteme: Integriertes System aus Kunststoff-Edelstahl-Teilen (links), Verankerungssystem aus nur Stahlteilen (rechts)

klus rückführbar. Folgende Hauptergebnisse lassen sich aus dem Einsatz des neuen Verankerungssystems zeigen: – Absenkung von Transmissionswärmeverlusten bis zum 5fachen im Vergleich zu den herkömmlichen Dämmvarianten, – Reduzierung des Energieverlustes an den Stoßpunkten bis zum 16fachen im Vergleich zu den herkömmlichen Stahlankern, – Reduzierung des Energieverlustes im Konsolenbereich bis zum 9fachen im Vergleich zu den herkömmlichen Stahlkonsolen, – Reduzierung der Wandgesamtdicke durch Verringerung des Abstands zwischen der Hinter- und Vormauerschale von üblicherweise 20 cm auf 6,5 cm, damit größere Nutzfläche, – hohe Flexibilität bei der Montage und einfacher Toleranzausgleich mit der Vormauerschale, – Die Montierbarkeit sichert die Demontierbarkeit und sortenreine Rückführung im Sinne der Nachhaltigkeit.

5 Dank Für die Unterstützung bei Planung und Bau dieses Exponates sei an dieser Stelle den Projektpartnern und zusätzlichen Förderern gedankt: – Wilhelm Modersohn GmbH & Co. KG für die Bereitstellung der Metallteile für die Konsolen und Anker, – VARIOTEC GmbH & Co. KG die Bereitstellung der speziell gefertigten Vakuum-Isolations-Paneele, – Hagemeister GmbH & Co. KG Klinkerwerk, für die Bereitstellung vom Klinkern für die Vormauerschale, – Otto Quast, Coswig, für die Bereitstellung der Stahlbetonbalken, – Xella Technologie- und Forschungsgesellschaft mbH in Kooperation mit Xella Deutschland GmbH für die Kalksandstein-Planelemente, – BBSR, EVONIK, HALFEN, ZIEGEL Nord

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Reports – Berichte DOI: 10.1002/dama.201520649

Ulrich Finsterwalder Structural Engineering Award 2015 Impressions from the judging panel’s meeting on 21.11.2014

Ulrich Finsterwalder Ingenieurbaupreis 2015 Impressionen von der Jurysitzung am 21.11.2014 Tensions were running high right up until the closing date for Ernst & Sohn’s 14th Structural Engineering Award.

One reason was that, as publisher, we were very eager to see the response to the change of name to the Ulrich Finsterwalder Engineering Award, dedicating the award to one of the most influential structural engineers of the 21st century. The second reason lay in the fact that, up until 19 September 2014, the closing date, only one project had been entered. Yet any concerns were dispelled that day and at the start of the following week for the publisher was thrilled to receive a record number of entries with a total of 46 projects submitted from nine countries and all areas of structural engineering. 45 submissions met the entry criteria.

Bis zum Einsendeschluss zur 14. Auslobung des Ingenieurbaupreises von Ernst & Sohn war die Anspannung groß. Ein Grund dafür war die Umbenennung in den „Ulrich Finsterwalder Ingenieurbaupreis“ und damit die Widmung des Preises an einen der bedeutendsten Bauingenieure des 21. Jahrhunderts, auf deren Resonanz wir als Verlag sehr gespannt waren. Der zweite Grund lag in der Tatsache, dass bis zum Tag des Einsendeschlusses, dem 19. September 2014, nur ein einziges Projekt vorlag. Doch an diesem Tag und mit dem Beginn der darauffolgenden Woche wurden alle Bedenken zerstreut, denn der Verlag darf sich über eine Rekordbeteiligung von insgesamt 46 eingereichten Projekten aus neun Ländern und allen Bereichen des Ingenieurbaus freuen. 45 Einreichungen erfüllten die Teilnahmebedingungen.

The judging panel (from left to right): Prof. Viktor Sigrist, Hamburg-Harburg Technical University, Nicolas Janberg, Verlag Ernst & Sohn, Rainer Spitzer, Doka Group Engineering & R&D, Prof. Cengiz Dicleli, HTWG Konstanz, Prof. Norbert Gebbeken, Bavarian Chamber of Civil Engineers, Dr. Karl-Eugen Kurrer, Verlag Ernst & Sohn, Dr. Heiko Trumpf, BuroHappold Engineering, Prof. Hartwig Schmidt, formerly RWTH Aachen, Prof. Steffen Marx, Leibniz University Hannover, Dr. Klaus Stiglat, Dr. Dirk Jesse, Verlag Ernst & Sohn, Dr. Dirk Bühler, Deutsches Museum Munich Die Jury (v. l. n. r.): Prof. Dr. Viktor Sigrist, TU Hamburg-Harburg, M.Sc. Eng. Nicolas Janberg, Verlag Ernst & Sohn, Dipl.-Ing. Rainer Spitzer, Doka Group Engineering & R&D, Prof. Cengiz Dicleli, HTWG Konstanz, Prof. Dr.-Ing. habil. Norbert Gebbeken, Bayrische Ingenieurekammer-Bau, Dr.-Ing. Karl-Eugen Kurrer, Verlag Ernst & Sohn, Dr.-Ing. Heiko Trumpf, Happold Ingenieurbüro, Prof. Dr.-Ing. Hartwig Schmidt, ehem. RWTH Aachen, Prof. Dr.-Ing. Steffen Marx, Leibniz-Universität Hannover, Dr.-Ing. Klaus Stiglat, Dr.-Ing. Dirk Jesse, Verlag Ernst & Sohn, Dr.-Ing. Dirk Bühler, Deutsches Museum München

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Reports – Berichte The majority of projects submitted come from Germany, Austria and Switzerland; however, there are also interesting structures built in Belgium, Brazil, China, France, Saudi Arabia and the USA. For the past two years projects constructed throughout the world but where the engineering work was carried out in Germany, Austria and Switzerland have been eligible. This change in the entry criteria has contributed significantly to the huge diversity in this year’s civil engineering projects. The submissions include 18 bridges, three stadiums, numerous building projects and some interesting special structures.

The twelve-strong judging panel, put together afresh before each award by the publisher Ernst & Sohn from notable representatives from academia and professional practice, public authorities and associations, was faced with a mammoth task. For, despite a preliminary inspection on the day before the meeting, the panel had just one day to choose an award winner from the variety of civil engineering achievements.

The meeting of the judging panel for the 14th Structural Engineering Award took place on 21 November 2014 in the German Physical Society’s Magnus House in Berlin.

Magnus House is a meeting place for promoting interdisciplinary debate between physics and other scientific and technical fields and provided a worthy setting for the discussions which lasted just under 8 hours. Following lengthy discussions, at times heated, the panel voted unanimously for the award winner, Kaeng Krachan Elephant Park at Zurich Zoo, submitted by Swiss consulting engineers Walt + Galmarini AG. The building’s freely shaped shell structure in cross-laminated timber construction is impressive not just from an architectural viewpoint but also from a technical engineering perspective. The panel also decided to commend the Ultimate Trough Test Loop, Harper Lake, California, construction excavations for the extension of the Rhine power station at Iffezheim, Grubental railway bridge on the new Ebensfeld−Erfurt line, Goldisthal in the Thuringian Forest and the repair and refurbishment of the bridge over the Saar at Mettlach. This selection demonstrates admirably the wide diversity and range of fields in which civil and structural engineers operate.

The awards ceremony for the 2015 Ulrich Finsterwalder Structural Engineering Award was held on 30 January 2015 in the impressive surroundings of the Hall of Fame of the Deutsches Museum in Munich. Obviously the publisher Ernst & Sohn is once again devoting a special publication to the structural engineering award featuring the award winner, the commended projects, not forgetting all the other submissions naturally. This publication is expected to be distributed to subscribers together with issue 3/2015 (March) of Bautechnik but will also be available direct from the publishers.

Award winner – Kaeng Krachan Elephant Park, Zurich Zoo Engineers: Architects:

Client:

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Walt + Galmarini AG dipl. Ing. ETH SIA USIC (CH) Markus Schietsch Architekten GmbH (CH) Lorenz Eugster Landschaftsarchitektur und Städtebau GmbH (CH) Zoo Zürich AG (CH)

Die Mehrzahl der eingereichten Projekte stammt aus Deutschland, Österreich und der Schweiz; hinzu kommen interessante Bauwerke, die in Belgien, Brasilien, China, Frankreich, Saudi Arabien und den USA realisiert wurden.

Seit zwei Jahren dürfen auch weltweit realisierte Projekte, bei denen die Ingenieurleistungen in Deutschland, Österreich oder der Schweiz erbracht wurden, eingereicht werden. Diese Änderung der Einreichungsbedingungen trägt auf beeindruckende Weise zur Darstellung der großen Vielfalt heutiger Ingenieuraufgaben bei. Unter den Einreichungen befinden sich unter anderem 18 Brücken, drei Stadien, zahlreiche Hochbauprojekte und einige interessante Sonderbauwerke.

Der zwölfköpfigen Jury, welche vom Verlag Ernst & Sohn vor jeder Auslobung des Preises neu aus namhaften Vertretern aus Wissenschaft und Praxis, Behörden und Verbänden zusammengestellt wird, stand eine Mammutaufgabe bevor. Denn trotz einer Vorbesichtigung am Vortag der Jurysitzung, galt es, innerhalb nur eines Tages aus der Vielfalt des Wirkens von Bauingenieuren einen Preisträger zu küren.

Die Jurysitzung zum 14. Ingenieurbaupreis fand am 21. November 2014 im Magnus-Haus der Deutschen Physikalischen Gesellschaft in Berlin statt. Das Magnus-Haus ist eine Begegnungsstätte zur Förderung der interdisziplinären Gespräche zwischen Physik und anderen technischwissenschaftlichen Bereichen und bot den würdigen Rahmen für die knapp 8-stündige Diskussionsrunde. Am Ende vieler, teils leidenschaftlich geführter, Diskussionen votierte die Jury einstimmig für den Preisträger, den „Kaeng Krachan Elefantenpark im Züricher Zoo“, eingereicht durch das Büro Walt + Galmarini AG aus der Schweiz. Das Bauwerk besticht sowohl architektonisch als auch ingenieurtechnisch durch seine aufgelöste Schalenkonstruktion in Brettsperrholz-Bauweise. Darüber hinaus beschloss die Jury, den „Ultimate Trough Test Loop, Harper Lake, Kalifornien“, die „Baugruben zur Erweiterung des Rheinkraftwerks Iffezheim“, die „Grubentalbrücke im Zuge der Neubaustrecke Ebensfeld–Erfurt“, Goldisthal im Thüringer Wald sowie die „Sanierung und Instandsetzung der Saarbrücke in Mettlach“ mit einer Auszeichnung zu würdigen.

Diese Wahl belegt die enorme Vielseitigkeit und Bandbreite des Betätigungsfeldes für Bauingenieure eindrucksvoll.

Die Preisverleihung des Ulrich Finsterwalder Ingenieurbaupreises 2015 fand in festlichem Rahmen am 30.

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

Preisträger – Kaeng Krachan Elefantenpark, Zoo Zürich Walt + Galmarini AG dipl. Ing. ETH SIA USIC (CH) Architekten: Markus Schietsch Architekten GmbH (CH) Lorenz Eugster Landschaftsarchitektur und Städtebau GmbH (CH) Ingenieure:

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Reports – Berichte Bauherr: Zoo Zürich AG (CH) Ausführung: ARGE Elefantenpark Holzbau: Implenia Schweiz AG – Holzbau (CH) und Strabag AG, Holzbau (CH)

(Photo/Foto: Walt + Galmani AG)

Execution:

ARGE Elefantenpark Holzbau: Implenia Schweiz AG – Holzbau (CH) and Strabag AG, Holzbau (CH)

Judging panel’s rationale The brief was to create an elephant park for Zurich Zoo whose structure and landscaping mimicked the elephants’ natural environment. The elephant park designed by consulting engineers Walt + Galmarini AG is impressive not just from an architectural viewpoint but also from a technical engineering perspective with its freely shaped shell structure in cross-laminated timber construction. Nailing together the layers of roof panels was also technically extremely exacting. Using advanced engineering technology, the shell with its wide span and skylights arranged in irregular formation is connected to the prestressed ring beam which takes up the forces from the shell transferring them into the foundations. The hybrid overall structure is a huge challenge for numerical modelling and for non-linear analysis. The shell roof and facade represent an integrative approach which meets the requirements as regards structural engineering, lighting and ventilation admirably. The construction and materials contribute to sustainability as the structure can be dismantled by type of material. In the judging panel’s opinion the criteria are met in impressive fashion as regards design, innovation, interdisciplinarity, aesthetics and sustainability.

Begründung der Jury Im Zoo Zürich sollte ein Elefantenpark gebaut werden, der durch die Konstruktion und die Landschaftsgestaltung den natürlichen Lebensraum von Elefanten nachbildet.

Der durch das Ingenieurbüro Walt + Galmarini AG realisierte Elefantenpark besticht sowohl architektonisch als auch ingenieurtechnisch durch die aufgelöste Schalenkonstruktion in Brettsperrholz-Bauweise, die auch handwerklich als Nagelkonstruktion sehr anspruchsvoll ist. Die weit gespannte Schale mit ihren geometrisch unterschiedlich angeordneten Lichtöffnungen wird ingenieurtechnisch anspruchsvoll mit dem vorgespannten Ringbalken verbunden, der die Kräfte aus der Schale aufnimmt und in die Gründung leitet.

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

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

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

Project presentations: Commended projects – no ranking implied Commended – Ultimate Trough Test Loop, Harper Lake, California (USA) Engineers: Architects: Client: Execution:

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

Judging panel’s rationale To develop a new and more cost-effective generation of parabolic-trough collectors to generate solar electricity, consulting engineers schlaich bergermann und partner

(Photo/Foto: schlaich, bergermann und partner)

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Reports – Berichte used an integral approach to optimise the overall structure.

The new collectors should be 25 % more cost-effective than the current standard. Adopting an integral interdisciplinary approach, all the cost factors (cabling, foundations, installation, operation, etc.) were considered to achieve the optimum in large collector design. Horizontal wind loads combined with extremely low permissible deformation are critical when designing a suitable collector structure. A hollow box profile, 24 m long, was chosen as the torsion-resistant support structure. By using a high precision assembly jig it was possible to meet the stringent geometric requirements despite the individual steel components’ minimal tolerance specifications. The designers dispensed with the usual closed surface for the mirrors in the Ultimate Trough Test Loop. Instead pressure relief gaps were inserted lengthwise to reduce wind load. The anchoring of the mirrors was also modified to compensate the structural steelwork’s tolerance. Three-dimensional tolerance compensation in an adhesive joint allows a more precise parabola shape than was previously possible. This also improves optical performance.

The Ultimate Trough Test Loop project in Harper Lake, California clearly demonstrates the wide range of roles played by civil and structural engineers. Working together with engineers from other branches of the profession in an interdisciplinary approach was crucial for creating a new generation of solar collectors, necessitating utmost precision due to the scale of the structure.

Commended – Construction excavations for the extension of the Rhine power station at Iffezheim Engineers: Architects: Client: Execution:

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

Judging panel’s rationale As part of the work to extend the Rhine power station at Iffezheim, it was necessary to excavate three pits, all located within an embankment on an island in the Rhine next to the existing power station. Due to the shape of the main exca-

(Photo/Foto: EnBW AG)

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Begründung der Jury Bei der Entwicklung einer neuen und kostengünstigeren Generation von Parabolrinnenkollektoren zur solaren Stromerzeugung nutzte das Ingenieurbüro schlaich bergermann und partner einen integralen Ansatz zur Optimierung der Gesamtkonstruktion. Die neuen Kollektoren sollten gegenüber dem aktuellen Standard 25 % kosteneffizienter sein. Durch den integralen und interdisziplinären Ansatz konnten alle Kostenfaktoren (Verkabelung, Fundamente, Montage, Betrieb etc.) berücksichtigt werden, um das Optimum bei großen Kollektorkonzepten zu erreichen. Die horizontalen Windbelastungen gekoppelt mit den extrem geringen zulässigen Verformungen sind für den Entwurf einer geeigneten Kollektorstruktur maßgeblich. Als torsionssteife Tragstruktur wurde ein aufgelöster Kastenquerschnitt mit einer Länge von jeweils 24 m gewählt. Durch die Verwendung hochpräziser Montagevorrichtungen können trotz geringer Toleranzanforderungen an die einzelnen Stahlbauteile die hohen geometrischen Anforderungen erreicht werden. Beim Ultimate Trough Test Loop wurde erstmalig keine geschlossene Spiegeloberfläche gewählt, sondern Druckentlastungsschlitze in Längsrichtung eingefügt, um die Windlasten zu reduzieren. Weiterhin wurde die Fixierung der Spiegel modifiziert, um Toleranzen des Stahlbaus auszugleichen. Ein dreidimensionaler Toleranzausgleich in einer Klebefügestelle ermöglicht eine präzisere Parabolform als bisher. Dadurch wird der optische Wirkungsgrad erhöht.

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

Auszeichnung – Baugruben zur Erweiterung des Rheinkraftwerks Iffezheim Ingenieure: Kempfert + Partner Geotechnik (D) Architekten: RMD-Consult GmbH (Vorplanung) (D) Bauherr: Rheinkraftwerke Iffezheim GmbH (D) (Projektabwicklung: EnBW AG (D)) Ausführung: ARGE RKW Iffezheim: Schleith GmbH (D) und Implenia AG (CH) Begründung der Jury Im Zuge der Erweiterung des Rheinkraftwerks Iffezheim wurde die Herstellung von drei Baugruben erforderlich, die sich sämtlich innerhalb eines an das bestehende Kraftwerk anschließenden Inseldamms innerhalb des Rheins befinden. Aufgrund der Form der Hauptbaugrube, der asymmetrischen Belastungsrandbedingungen sowie der gegenseitigen Interaktion der Baugruben während der verschiedenen Bauphasen war eine vereinfachte Berechnung unter Verwendung von Strukturmodellen aus dem Konstruktiven Ingenieurbau nicht möglich. Grundlage der Modellierung war, dass neben den Bauteilen zusätzlich der umgebende Boden in einem dreidimensionalen Kontinuumsmodell erfasst wurde.

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Reports – Berichte vation, the asymmetrical load constraints and the interaction between the excavations during the various construction phases it was not possible to perform a simplified calculation using structural models from civil and structural engineering. A basic principle of the modelling was that, not only the structural elements, but the surrounding soil had to be included in a three-dimensional continuum model. This approach by consulting engineers Kempfert + Partner shows in exemplary fashion how the excavation work was managed through the particular skills of an interdisciplinary team of engineers. The judging panel awarded this project a commendation to recognise the importance of the construction site as an innovation hub and to illustrate that construction is a process which requires creative engineering solutions at every stage.

Commended – Saar bridge at Mettlach, repair and refurbishment Engineers: Client: Execution:

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

Judging panel’s rationale The sandwich plate system (SPS), in which steel and elastomer are bonded together as a composite, is an innovative development by Stephen J. Kennedy (Canada) which has found its way into various engineering disciplines (shipbuilding, offshore, civil and structural engineering).

Due to problems with the fatigue resistance of orthotropic decks and concrete and steel composite decks, Eiffel Deutschland Stahltechnologie GmbH (Hannover) designed and further developed the SPS system to meet local needs and standards. This creative adaption was the result of collaboration with renowned research centres and elaborate testing. Following on from early prototypes, the technique was successfully deployed to repair and reinforce the existing bridge over the Saar at Mettlach. The SPS system considerably reduced the weight of the concrete deck and the work could be carried out without interrupting bridge traffic. The existing supporting cables could be retained without strengthening and the load bearing capacity for traffic significantly increased (upgrade). The ingenious assembly concept deserves particular mention. This superb structure has strategic importance as a model project for maintaining and reinforcing existing bridges.

Dieses Vorgehen des Ingenieurbüros Kempfert + Partner zeigt beispielhaft, wie das Management der Baugruben durch die besondere Ingenieurleistung eines interdisziplinär aufgestellten Ingenieurteams getragen wird.

Die Jury würdigt das Projekt mit einer Auszeichnung, um die Bedeutung der Baustelle als Innovationspool zu würdigen und das Bauen als Prozess zu veranschaulichen, der in allen Phasen nach kreativen Ingenieurlösungen verlangt.

Auszeichnung – Saarbrücke Mettlach, Sanierung und Instandsetzung Ingenieure:

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

Commended – Grubental railway bridge on the new Ebensfeld–Erfurt line, Goldisthal in the Thuringian Forest (D) Engineers: schlaich bergermann und partner (D) Architect: schlaich bergermann und partner (D) Awarding authority: DB ProjektBau GmbH (D) Client: DB Netz AG (D) Execution: Ed. Züblin AG, Direktion Brückenbau, Bereich Brückenbau Süd-Ost (D)

(Photo/Foto: Eiffel Deutschland Stahltechnologie GmbH)

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Reports – Berichte / Companies and assosiations – Firmen und Verbände Auszeichnung – Eisenbahnüberführung Grubentalbrücke, VDE 8.1 Neubaustrecke Ebensfeld–Erfurt, Goldisthal im Thüringer Wald (D) Ingenieure: Architekt: Auftraggeber: Bauherr: Ausführung:

(Photo/Foto: schlaich, bergermann und partner)

Judging panel’s rationale The Grubental bridge is part of the new railway line between Nuremberg and Berlin. It was erected as a semi-integral bridge using a new type of construction for highspeed rail traffic. A monolithic structure, it spans a total length of 215 m, with a striking centre span of 90 m. Only at the ends of the bridge are expansion joints and bearings fitted. The structure, which is unusually delicate for a highspeed bridge, is impressive for its clean lines, meticulous detailing and the way it blends into its surroundings beautifully. The design by engineering contractor schlaich bergermann und partner fulfils the technical specifications perfectly with rigidity and vibration behaviour coordinated in optimum fashion. The balanced structural geometry enabled the rails to be laid over the joints without the need for expansion devices. This guarantees a high degree of passenger comfort and combines maximum safety with minimum maintenance. With this design the Grubental bridge builds on the great tradition of concrete arched bridges and develops it further, making it fit for the future.

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

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

Companies and associations – Firmen und Verbände Successful trade fair appearance of IBU at the BAU

Erfolgreicher Messeauftritt des IBU auf der BAU

Numerous companies and associations, from the diverse sectors of building materials and building products manufacture, received EPDs (environmental product declarations) for their products from the Institute for Construction and the Environment (IBU) at the BAU 2015 (Figure 1). With the EPDs, they demonstrate the environmental effects of their building materials and thus contribute towards transparency, which thus promotes sustainability in the building industry. The 50 EPDs clearly indicate the topicality of the ecological sustainability aspects in the building industry, since EPDs are incorporated worldwide with their quantitative data over the life cycle of the products in the building certification systems. In addition to long-standing IBU members, such as Xella and the Industrieverband Hartschaum e.V., the new member companies Lindner Group, DW Systembau and Erlus were able to receive their first environmental product declarations.

The IBU also presented at BAU 2015 the new building materials database ÖKOBAUDAT of the Federal Institute for Research on Building, Urban Affairs and Spatial Development (BBSR). An interface was created between the ÖKOBAUDAT

Zahlreiche Firmen und Verbände aus den verschiedenen Bereichen der Baustoff- und Bauproduktherstellung erhielten auf der BAU 2015 EPDs (Umwelt-Produktdeklarationen) für ihre Produkte vom Institut für Bauen und Umwelt (IBU) überreicht (Bild 1). Mit den EPDs weisen sie die Umweltwirkungen ihrer Baustoffe aus und leisten so einen Beitrag zur Transparenz, wodurch Nachhaltigkeit im Bauwesen gefördert wird.

Die fast 50 überreichten EPDs verdeutlichen die Aktualität von ökologischen Nachhaltigkeitsaspekten im Bausektor, denn EPDs fließen mit ihren quantitativen Daten über den Lebenszyklus der Produkte weltweit in die Gebäudezertifizierungssysteme ein. Neben langjährigen IBU-Mitgliedern wie Xella oder der Industrieverband Hartschaum e.V. konnten auch die neuen Mitgliedsunternehmen Lindner Group, DW Systembau und Erlus ihre ersten Umwelt-Produktdeklarationen in Empfang nehmen.

Das IBU präsentierte auf der BAU 2015 auch die neue Baustoffdatenbank ÖKOBAUDAT des Bundesinstituts für Bau-, Stadt- und Raumforschung (BBSR). Zwischen der ÖKOBAUDAT und dem IBU-Datenbanksystem (EPD-Online) wurde

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Companies and associations – Firmen und Verbände and the IBU database system (EPD-Online), with which the IBU member companies can transfer the EPD data of their products, free-of-charge and with just a few clicks to the ÖKOBAUDAT. This enables designers, architects and auditors unlimited access to sustainability relevant product information for the building rating. In addition, visitors to the IBU stand were able to get to know the new component editor (www.bauteileditor.de) of the Federal Institute for Research on Building, Urban Affairs and Spatial Development (BBSR), which was activated in time for the fair. This web-based tool enables anyone to generate ecological balance sheets for complete components from individual building materials and components freeof-charge. Aspects of resource efficient and sustainable building can be incorporated early on in their project planning by designers, architects and employers.

An additional highlight for the IBU was the signing for mutual recognition of EPD programs with the Danish EPD program operator DTI (Danish Technological Institute).

Through this mutual recognition, it is possible to place Danish EPDs on the German market. At the same time, German EPDs from IBU will be published in Denmark in the EPD Danmark System so as to promote the EPDs throughout Europe (Figure 2).

At the BAU 2015, the IBU agreed with the Turkish building materials association IMSAD on a declaration of intent to set up a Turkish EPD program, which the IBU intends to support through its experience. This cooperation will be an important step both for the Turkish market as well as for the whole of Europe, so as to further strengthen the environmental product declarations and the EN 15804 standard on which it is based.

The IBU is the only organization in Germany that operates a multidisciplinary EPD program for building products on the basis of the ISO and CEN standards. European standard EN 15804, published in April 2012, provides the basis for EPDs valid throughout Europe, and is recommended by the German Building Products Directive (BauPVO). The pertinent require-

Fig. 1. IBU Managing Director Dr. Burkhart Lehmann (2nd from the left) and Undersecretary Hans-Dieter Hegner (right) handed out three EPDs for EPS HR-foam products to Dr. Hartmut Schönell, Managing Director of the Industrieverband Hartschaum e.V. (2nd from the right) and Ulrich Meier, Technology Division (left) Bild 1. IBU-Geschäftsführer Dr. Burkhart Lehmann (2. v. l) und Ministerialrat Hans-Dieter Hegner (r.) überreichen drei EPDs für EPS-Hartschaum-Produkte an Dr. Hartmut Schönell, Geschäftsführer des Industrieverband Hartschaum e.V. (2. v. r) und Ulrich Meier, Referat Technik (l.)

eine Schnittstelle geschaffen, mit der IBU-Mitgliedsfirmen die EPD-Daten ihrer Produkte kostenfrei und mit nur wenigen Klicks an die ÖKOBAUDAT übertragen können. Das ermöglicht Planern, Architekten und Auditoren für die Gebäudebewertung uneingeschränkten Zugriff auf die nachhaltigkeitsrelevanten Produktinformationen. Außerdem konnten Besucher am IBU-Stand den neuen Bauteileditor (www.bauteileditor.de) des Bundesinstituts für Bau-, Stadt- und Raumforschung BBSR kennenlernen, welches pünktlich zur Messe freigeschaltet wurde.

Dieses webbasierte Tool ermöglicht es jedermann kostenfrei, aus einzelnen Baustoffen und Baukomponenten Ökobilanzen für ganze Bauteile zu generieren. So können Planer, Architekten und Bauherren Aspekte des ressourcenschonenden und nachhaltigen Bauens frühzeitig in ihre Projektplanung einbeziehen.

Ein weiteres Highlight für das IBU war die Unterzeichnung zur gegenseitigen Anerkennung von EPD-Programmen mit dem dänischen EPD-Programmhalter DTI (Danish Technological Institute). Durch die gegenseitige Anerkennung besteht die Möglichkeit, dänische EPDs auf dem deutschen Markt zu platzieren. Gleichzeitig werden deutsche EPDs vom IBU in Dänemark im EPD Danmark System veröffentlicht, um so die EPDs europaweit voranzubringen (Bild 2).

Mit dem türkischen Baustoffverband IMSAD vereinbarte das IBU auf der BAU 2015 eine Absichtserklärung zum Aufbau eines türkischen EPD-Programms, für das das IBU mit seinen Erfahrungen unterstützend zur Seite stehen will. Diese Zusammenarbeit wird sowohl für den türkischen Markt als auch für ganz Europa ein wichtiger Schritt sein, um die Umwelt-Produktdeklarationen und die zugrundeliegende Norm EN 15804 weiter zu stärken.

Das IBU betreibt als einzige Organisation in Deutschland ein branchenübergreifendes EPD-Programm für Bauprodukte auf Basis der ISO- und CEN-Normung. Die im April 2012 veröffentlichte europäische Norm EN 15804 liefert die Grundlage für europaweit gültige EPDs und wird von der Bauproduktenverord-

Fig. 2. Signing the mutual recognition between the EPD programs of the Institut Bauen und Umwelt e.V. and EPD Danmark from the Danish Technological Institute, from left to right: IBU Managing Director Dr. Burkhart Lehmann, IBU President Prof. Dr. Horst Bossenmayer, Mathias Sehested Høeg Kemner, Consultant Sustainable Building, DTI, Dr. Eva Schmincke, IBU Expert and Peter Holm Ishøy, Sustainable Building Director, DTI. Bild 2. Unterzeichnung der gegenseitigen Anerkennung zwischen den EPD-Programmen des Institut Bauen und Umwelt e.V. und dem EPD Danmark vom Danish Technological Institute, v. l. n. r.: IBU-Geschäftsführer Dr. Burkhart Lehmann, IBU-Präsident Prof. Dr. Horst Bossenmayer, Mathias Sehested Høeg Kemner, Consultant Sustainable Building, DTI, Dr. Eva Schmincke, IBU-Sachverständige und Peter Holm Ishøy, Sustainable Building Director, DTI

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Companies and associations – Firmen und Verbände ments will be implemented by IBU as the first EPD program in Europe.

nung (BauPVO) empfohlen. Die entsprechenden Vorgaben wurden vom IBU als erstes EPD-Programm in Europa umgesetzt.

Information: Institut Bauen und Umwelt, Ms Anita Kietzmann Tel.: (+49) – (0) 30-3087748 4, Fax: (+49) – (0) 30-308774829 kietzmann@bau-umwelt.com

Informationen: Institut Bauen und Umwelt, Frau Anita Kietzmann Tel.: (+49) – (0) 30-3087748 4, Fax: (+49) – (0) 30-308774829 kietzmann@bau-umwelt.com

Latest “Energy Saving Manual” from KLB

Aktuelles „Energiespar-Handbuch“ von KLB

The latest “Energy Saving Manual” from Klimaleichtblock (KLB) informs designers and building contractors in an understandable manner about the most important innovations in the German Energy Savings Directive (EnEV) 2014/2016. The clear allocation of the individual KLB wall systems to the pertinent energy saving standard also enables a rapid selection of the appropriate lightweight concrete block. The brochure covers the whole range – from the standard house according to EnEV up to the KfW passive and energy-surplus house.

Initial innovations in the Energy Savings Directive (EnEV) have been in force since 1 May 2014. More will follow at the start of 2016. Reduced primary energy requirement, stricter heat insulating values and their precise controllability are the objectives aimed for. KLB-Klimaleichtblock (Andernach) offers with its updated “Energy Saving Manual”, the possibility to obtain detailed information about various brickwork constructions of lightweight concrete. The brochure arranges the products from the KLB range according to the required energy saving objectives and also provides information about funding programmes.

To find the right wall building material for a new build, the KLB brochure explains precisely the specific products that are suitable for the planned construction projects: Thus the latest EnEV 2014/2016 for new builds continues to specify a thermal coefficient of U ≤ 0.28 W/(m2K) as the reference value for external walls. To achieve this specification, various lightweight concrete blocks can be used in line with the required wall thickness. With a low block width of, e. g. 30 cm, the KLB Kalopor is available, which ensures with a maximum thermal conductance of 0.09 W/(mK) the specified thermal coefficient, and does so even without composite heat insulating systems (WDVS). This lightweight concrete block can also be flexibly employed in various construction sectors. In strength category 4 and with a wall thickness of 36.5 cm, this product is suitable not only for the construction of detached, semi-detached and town houses but also for multi-storey housing.

KLBQUADRO has also been designed for multi-storey buildings. This custom-fit lightweight concrete transverse element is very thick and is especially suitable for designs with thermal insulating systems. Thanks to the external WDVS, whose width depends on the required energy efficiency, the KLBQUADRO is suitable for the implementation of all energy saving requirements. With it, new builds in accordance with the EnEV 2014 standard can be implemented, such as KfW passive and energy-surplus houses.

The updated Energy Saving Manual can be obtained directly by architects, designers and building contractors from KLB-Klimaleichtblock GmbH – by Fax +49 (0)2632/2577770 or by email info@klb.de.

Das aktualisierte „Energiespar-Handbuch“ von Klimaleichtblock (KLB) informiert Planer und Bauunternehmer verständlich über die wichtigsten Neuerungen der Energieeinsparverordnung (EnEV) 2014/2016. Die übersichtliche Zuordnung der einzelnen KLB-Wandsysteme zum jeweiligen Energiesparstandard ermöglicht zudem eine schnelle Auswahl des passenden Leichtbetonsteins. Dabei deckt die Broschüre das ganze Spektrum ab – vom Standardhaus nach EnEV bis zum KfWPassiv- und Plusenergiehaus.

Erste Neuerungen der Energieeinsparverordnung (EnEV) sind seit dem 1. Mai 2014 in Kraft. Weitere folgen zu Jahresbeginn 2016. Weniger Primärenergiebedarf, strengere Wärmedämmwerte und deren genaue Überprüfbarkeit sind die angestrebten Ziele.

Das Unternehmen KLB-Klimaleichtblock (Andernach) bietet mit seinem aktualisierten „Energiespar-Handbuch“ die Möglichkeit, sich detailliert über verschiedene Mauerwerkskonstruktionen aus Leichtbeton zu informieren. Die Broschüre ordnet die Produkte aus dem KLB-Sortiment dabei den gewünschten Energiesparzielen zu und gibt auch Auskunft über Förderprogramme.

Um bei einem Neubau den richtigen Wandbaustoff zu finden, erläutert die KLB-Broschüre genau, welche Produkte zu den geplanten Bauprojekten passen: So gibt die aktuelle EnEV 2014/2016 für Neubauten weiterhin einen Wärmedurchgangskoeffizienten von U ≤ 0,28 W/(m2K) als Referenzwert für die Außenwände vor. Um diese Vorgabe zu erreichen, können, je nach gewünschter Wanddicke, verschiedene Leichtbetonsteine verwendet werden. Bei einer geringen Steinbreite von beispielsweise 30 cm bietet sich der „KLB Kalopor“ an, der mit einem Wärmeleitwert von höchstens 0,09 W/(mK) den vorgeschriebenen Wärmedurchgangskoeffizienten gewährleistet – und das ohne Wärmedämmverbundsystem (WDVS).

Dieser Leichtbetonstein ist zudem flexibel auf verschiedene Baubereiche anwendbar: In der Festigkeitsklasse 4 und mit einer Wanddicke von 36,5 cm eignet sich dieses Produkt nicht nur für den Bau von Einfamilien-, Reihen- und Doppelhäusern, sondern auch für den mehrgeschossigen Wohnungsbau.

Ebenfalls für mehrgeschossige Bauten wurde der „KLBQUADRO“ entworfen. Dieses passgenaue Leichtbeton-Planelement ist sehr dick und kommt besonders für Konstruktionen mit Wärmedämmverbundsystem in Frage. Dank des außenliegenden WDVS, dessen Breite sich nach gewünschter Energieeffizienz richtet, eignet sich der KLBQUADRO für die Umsetzung sämtlicher Energiespar-Anforderungen. So werden mit ihm Neubauten nach EnEV 2014-Standard ebenso realisiert wie KfW-Passiv- und Plusenergiehäuser.

Das aktualisierte Energiespar-Handbuch erhalten Architekten, Fachplaner und Bauunternehmer direkt bei der KLBKlimaleichtblock GmbH – per Fax 02632/2577770 oder per E-Mail (info@klb.de).

Further information: KLB-Klimaleichtblock GmbH, Lohmannstraße 31, D-56626 Andernach

Weitere Informationen: KLB Klimaleichtblock GmbH, Lohmannstraße 31, 56626 Andernach

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Mauerwerk 19 (2015), Heft 1

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Imprint The journal “Mauerwerk” brings together scientific research, technological innovation and architectural practice in all its facets to improve the image of, and gain greater acceptance for, masonry construction.

It publishes articles and reports about masonry from research and development, European standardisation and technical regulations, building inspectorate approvals and new developments and also historical and current constructions in theory and practice.

The articles published in the journal are protected by copyright. All rights, particularly those of translation into foreign languages, are reserved. No part of this journal may be reproduced in any form, including photocopies, microfilm or any other method, or transmitted in a language used by machinery, especially data processing systems, without the written approval of the publisher. The rights for reproduction by lecture, radio or television broadcast, or through magnetic sound or similar methods are reserved. Product names, trade names or common names published in the journal are not to be considered free under the terms of the brand and trademark protection legislation, even if they are not expressly marked as registered trademarks.

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Mauerwerk 19 (2015), Heft 1

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Rubriken???

Preview –

Vorschau

Masonry 2/2015 M1 Energy Plus house at the end of the monitoring phase The calculations of Plus Energy houses were carried out on the basis of the current DIN 18599.

Following the construction of these houses, the actual consumption figures and their contributing factors were measured during a monitoring phase. This article explains the results and how these can be used in future.

Energieeffizienzhaus Plus „M1“ nach dem Monitoring Die Berechnung von Plusenergiehäusern erfolgte auf der Basis der aktuellen Ausgabe der DIN 18599.

Für diese Häuser wurden in der Monitoringphase der tatsächliche Verbrauch und dessen Einflussgrößen ermittelt. Welche Ergebnisse vorliegen und wie diese für die Zukunft genutzt werden können, zeigt dieser Beitrag.

The effect of interior insulation on the longitudinal propagation of sound in buildings How does the sound insulation within the building change when, for example, the internal walls of the building are replaced by lightweight partitions following the stripping-out process? How does the connection detail of the internal insulation affect the overall construction?

How are these special issues covered in the future standard?

Einfluss der Innendämmung auf die Schalllängsleitung in Gebäuden Wie wird die Schalldämmung im Gebäude verändert, wenn z. B. nach Entkernung des Gebäudes die Innenwände mit Leichtwänden errichtet werden? Wie wirken sich die Anschlussarten der Innendämmung an die Konstruktion aus? Wie sind die Besonderheiten in der künftigen Norm abgebildet?

Status of DIN 4109 and the European approach to the standardisation of sound insulation/noise abatement The article covers the current status of the standard, objections raised and a possible time schedule for its introduction as a building control instrument. In addition, the article will review European efforts to achieve standardisation.

Stand der DIN 4109 und der europäische Ansatz zur Normierung der Schalldämmung/des Schallschutzes Der Beitrag befasst sich mit dem aktuellen Stand der Norm, ihren Einsprüchen und dem möglichen Zeitplan für die bauaufsichtliche Einführung. Ferner wird über die europäischen Anstrengungen zur Normierung berichtet.

Calculation of the fire behaviour of building components The rigging up of tests to ascertain the fire behaviour of masonry involves considerable expense. The limited capacity of the test institutes is often a reason for delaying tests. The article investigates the Multiplas programme as a means of calculating the fire behaviour of masonry.

Brandverhalten von Bauteilen berechnen Versuche zum brandschutztechnischen Verhalten von Mauerwerk sind oft mit hohen Kosten verbunden oder eingeschränkte Kapazitäten der Prüfinstitute verhindern eine zeitnahe Prüfung. Der Beitrag zeigt Berechnungsmöglichkeiten des brandschutztechnischen Verhaltens von Mauerwerk mit dem Programm Multiplas.

Assessment of the sustainability of small residential buildings Assessment criteria for small residential buildings have been developed and tested as part of a research project. The first results have been presented during the Bau 2015 exhibition in Munich. Using examples, the article looks at the criteria and how they are applied.

Nachhaltigkeitsbewertung von Gebäuden im Kleinhausbau Im Rahmen eines Forschungsvorhabens wurden Kriterien für den Kleinhausbau entwickelt und getestet. Erste Ergebnisse sind im Rahmen der Messe Bau 2015 in München vorgestellt worden. Der Beitrag beschäftigt sich mit den Kriterien und deren Anwendung anhand von Beispielen.

The calculation of thermal bridging caused by components in contact with the ground Whether one applies proof of equivalence or proof in detail – it is difficult to interpret the standard and choose the correct application of boundary conditions for components in contact with the ground.

The article sets out the boundary conditions in a clear and concise way, and explains them using examples.

Characterization of uncertainty (probabilistic models) in verification of unreinforced masonry shear wall

Die Berechnung von Wärmebrücken an erdberührten Bauteilen Ob Gleichwertigkeitsnachweis oder detaillierter Nachweis − die Anwendung der richtigen Randbedingungen für erdberührte Bauteile ist schwierig aus dem bestehenden Normwerk zu entnehmen. Der Beitrag stellt übersichtlich die Randbedingungen zusammen und erläutert sie anhand von Beispielen.

Sicherheitsbetrachtungen beim Nachweis von unbewehrten Mauerwerkswandscheiben (Wahrscheinlichkeitsmodelle)

(subject to change)

(Änderungen vorbehalten)

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Mauerwerk 18 (2014), Heft 6

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Abb. vorläufig

Fachliteratur zum Thema Mauerwerk und Holzbau

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Bemessen, Bewehren, Befestigen

Abb. vorläufig

Nachhaltige Bauprodukte und Konstruktionen

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book Ingenieurholzbau nach Eurocode 5 Konstruktion, Berechnung, Ausführung

Statische Beurteilung historischer Tragwerke Band 1 Mauerwerkskonstruktionen

Statische Beurteilung historischer Tragwerke Band 2 Holzkonstruktionen

Abb. vorläufig

Abb. vorläufig

Abb. vorläufig

Mauerwerk Bemessung nach Eurocode 6

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book Holzbau-Taschenbuch Bemessungsbeispiele

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Holzbau-Taschenbuch Grundlagen

Structural Timber Design to Eurocode 5

Abb. vorläufig

Abb. vorläufig

Der Eurocode 6 für Deutschland

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Theory of Structures – Past and Present With short biographies of over 175 important engineers This book traces the evolution of theory of structures and strength of materials – the development of the geometrical thinking of the RenaisKarl-Eugen Kurrer The History of the Theory of Structures From Arch Analysis to Computational Mechanics 2008. 848 pages € 125,–* ISBN 978-3-433-01838-5 Also available as

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