Beton- und Stahlbetonbau 1/2025

1 120. Jahrgang Januar 2025 ISSN 0005-9900

Beton- und Stahlbetonbau

− Betone mit ternären klinkereffizienten Zementen − Bewertung praxisrelevanter Deckensysteme nach THG-Richtlinie − Graue Emissionen von Hochbaudeckensystemen – Praxisumfrage − Recycelte Kohlenstofffasern in Faserbeton − Luftporenbeton mit superabsorbierenden Polymeren Teil 3 − Neue THG-Richtlinie des DAfStb − Museum Reinhard Ernst

Manfred Curbach, Josef Hegger, Frank Schladitz, Matthias Tietze, Matthias Lieboldt (Hrsg.)

Handbuch Carbonbeton Einsatz nichtmetallischer Bewehrung

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umfassendes Handbuch über Carbonbeton und andere nichtmetallische Bewehrungen Zusammenführung der Erkenntnisse aus uni­ versitärer und industrieller Forschung mit ersten Anwendungserfahrungen

Handbuch Carbonbeton Einsatz nichtmetallischer Bewehrung

Beitrag zum nachhaltigen Bauen durch Senkung des Ressourcen- und Energieverbrauchs

Einziges Handbuch mit aktuellem Wissensstand zur Anwendung der neuen Bauweise – für Neubau sowie Ertüchtigung und Instandsetzung: Konstruktionen aus Carbonbeton ermöglichen Materialersparnis, Reduzierung von Energiebedarf und CO -Ausstoß und ² lassen hohe Lebensdauern erwarten.

Manfred Curbach, Josef Hegger, Frank Schladitz, Matthias Tietze, Matthias Lieboldt (Hrsg.)

2023 · 596 Seiten · 392 Abbildungen · 60 Tabellen Hardcover ISBN 978-3-433-03206-0

€ 109*

eBundle (Print + ePDF) ISBN 978-3-433-03379-1

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* Der €-Preis gilt ausschließlich für Deutschland, inkl. MwSt.

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Beton- und Inhalt Stahlbetonbau 1/25 Zum Titelbild: Das Museum Reinhard Ernst in Wiesbaden beherbergt mit knapp 1000 Gemälden und Skulpturen abstrakter Kunst die Sammlung des Unternehmers und Stifters Reinhard Ernst.

Der Neubau wurde zu großen Teilen in Ortbetonbauweise ausgeführt. Das Tragwerkskonzept zeichnet sich durch einige Besonderheiten aus, die den hohen Ausstellungsräumen mit einer Regelspannweite von über 12 m und den Rücksprüngen des Gebäudes geschuldet sind. Realisiert wurde diese besondere Herausforderung über tragende und sich kreuzende Wandscheiben. Für den vertikalen Lastabtrag stellen die Deckenscheiben ein wesentliches Element dar und sind bereichsweise mit Hohlkörpern versehen, sodass das Eigengewicht bei zugleich zunehmender statischer Höhe reduziert werden konnte. Mehr zum Tragwerkskonzept, der statischen Berechnung und den Herausforderungen in der Bauphase finden Sie im Beitrag auf den S. 60–68. (Quelle: Reinhard & Sonja Ernst-Stiftung, Museum Reinhard Ernst, Foto: Helbig Marburger)

EDITORIAL

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Gerhard Breitschaft Auf dem Weg zu CO2-reduzierten Betontragwerken AUFSÄTZE

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Tobias Schack, Michael Haist Betone mit ternären klinkereffizienten Zementen Review der mechanischen Leistungsfähigkeit und Dauerhaftigkeit unter Berücksichtigung der THG-Emissionen

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Sebastian Kuhn, Tânia Feiri, Udo Wiens, Marcus Ricker Anwendung der neuen THG-Richtlinie des DAfStb zur Bewertung praxisrelevanter Deckensysteme in Massivbauweise

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Michael Heckmann, Christian Glock Graue Emissionen von Hochbaudeckensystemen – PraxisUmfrage und Hintergründe zur neuen DAfStb-Richtlinie

33

Vincent Mack, Sergej Rempel Experimentelle Untersuchungen zur Anwendbarkeit von recycelten Kohlenstofffasern in Faserbeton

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Tobias Schack, Sebastian Dittmar, Matthias Schauerte, Oliver Mazanec, Michael Haist Luftporenbeton mit superabsorbierenden Polymeren (SAP) Teil 3: Robustheit gegenüber Schwankungen der Ausgangsstoffe und Umgebungsbedingungen BERICHTE

120. Jahrgang Januar 2025, Heft 1 ISSN 0005-9900 (print) ISSN 1437-1006 (online) Peer-reviewed journal Die Beton- und Stahlbetonbau ist im Journal Citation Report von Clarivate Analytics (vormals Thomson Reuters) sowie in Scopus von Elsevier gelistet.

Impact Factor 2023: CiteScore 2023:

1,0 2,5

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Michael Haist, Christian Glock, Udo Wiens, Michael Heckmann, Tobias Schack Die neue DAfStb-Richtlinie „Treibhausgasreduzierte Tragwerke aus Beton, Stahlbeton oder Spannbeton“ – Meilenstein für den Klimaschutz

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Mark Fahlbusch, Benjamin Barbaros Das Museum Reinhard Ernst Wenn Beton schwebt

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BETON- UND STAHLBETONBAU aktuell VERANSTALTUNGSKALENDER Produkte & Projekte

http://wileyonlinelibrary.com/journal/best

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Transformation zu mehr Nachhaltigkeit Stahlverbundträger 3D-Betondruck Stellenmarkt

Transformation zu mehr Nachhaltigkeit

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HELKA® Stützenschuh und HULCO® Ankerbolzen – der nächste Schritt für besonders starke Schraubverbindungen

(Abb.: Peikko)

Stützenschuh verbunden. Der HULCO® Ankerbolzen ist besonders für den Industriebau geeignet, da er kosteneffizient ist und eine hohe Tragfähigkeit für hochbelastete Schraubverbindungen bietet. Durch seinen Bild 2 Der neue HELKA® StützenBild 1 Schraubverbindung von Bild 3 Der HULCO® Ankerbolzen bietet optimierten Mate­ schuh ermöglicht eine StütPeikko, bestehend aus Stützeneine hohe, geprüfte Tragfähigkeit rialeinsatz ist er leicht zenmontage in 10 Minuten. schuhen und Ankerbolzen für hochbelastbare Verbindungen. zu transportieren und schont damit die Umwelt. „Der HULCO® Ankerbolzen ist eine interessante NeuSeit mehr als 30 Jahren sind Peikko-Schraubverbindungen weg­ heit für unsere Kunden und auch für uns bei Peikko ein aufregenweisend für die schnelle und sichere Montage von Betonfertig­ des neues Produkt. Er ist leicht, eignet sich hervorragend auch für teilen. Jetzt, im Jahr 2024, freuen wir uns, die Produktfamilie der kleinere Räume, und ist zudem kostengünstiger“, sagt Vesa MiettiSchraubverbindungen um zwei neue Produkte zu erweitern – den nen.

HULCO® Ankerbolzen und den HELKA® Stützenschuh.

Die Nachfrage nach qualitativ hochwertigen Lösungen für Großprojekte steigt. Mit der Erweiterung des Produktportfolios um den HULCO® Ankerbolzen und den HELKA® Stützenschuh stehen den Kunden von Peikko nun noch mehr Möglichkeiten für die optimale Verbindung zur Verfügung. Unterstützt wird dies auch durch das Update der Bemessungssoftware Peikko Designer® BOLTED CONNECTION.

Steigender Bedarf an sicheren Verbindungen im Fertigteilbau Die globalen Veränderungen in den 2020er Jahren haben die Bauindustrie vor zahlreiche Herausforderungen gestellt. Für Peikko bedeutete dies, sich noch stärker darauf zu konzentrieren, was gefragt ist und was als Nächstes kommt. Für Schraubverbindungen waren die Marktveränderungen jedoch nicht so drastisch. „Der Fertigteilbau ist auf dem Vormarsch, denn der Megatrend der Urbanisierung hält an. Es muss schnell und effizient gebaut werden.

Die Nachfrage nach sicheren und qualitativ hochwertigen Verbindungen aus kontrollierter Produktion, nimmt weltweit zu und ersetzt die bisherige Auffassung, dass Ortbetonbauweise die kostengünstigere Variante ist. Dieses Umdenken ist sowohl innerhalb als auch außerhalb Europas zu beobachten. Die Schraubverbindungen von Peikko sind in der Branche gut etabliert, und wir verfügen über eine starke Präsenz auf dem Weltmarkt. Wir konnten unser Geschäft wie gewohnt weiterführen“, sagt Vesa Miettinen, Produktmanager für Schraubverbindungen.

Der starke und zuverlässige HULCO® Ankerbolzen Da Peikko kontinuierlich neue und verbesserte Lösungen für verschiedene Märkte und sich verändernde Anforderungen entwickelt, wurde der Bedarf an einer neuen Generation von Ankerbolzen erkannt. Anfang 2024 hat Peikko den CE-gekennzeichneten, besonders starken HULCO® Ankerbolzen auf den Markt gebracht.

Als Ersatz für den PPM® L Ankerbolzen ist der HULCO® Ankerbolzen ein kompakter, vor Ort einbetonierter Anker zur Befestigung von Beton-, Stahlkonstruktionen oder Maschinen in der Gründung – in der Regel Fundamente, Decken, Stützen oder Wände. Bei Fertigteilstützen wird HULCO® mit dem BOLDA®

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Beton- und Stahlbetonbau 120 (2025), Heft 1

Entdecken Sie den neuen HELKA® Stützenschuh Mit der Einführung des CE-gekennzeichneten und ETA-zertifizierten HELKA® Stützenschuhs wurde in diesem Herbst ein weiteres neues Produkt für Schraubverbindungen eingeführt. HELKA® ersetzt den HPKM® Stützenschuh in den Größen 24, 30 und 39 und eignet sich für alle Arten von Bauwerken: Büros, Wohngebäude, Infrastrukturprojekte und mehr. Wie der HULCO® Ankerbolzen bietet HELKA® Leichtigkeit, ohne dabei Kompromisse bei der Tragfähigkeit einzugehen. „HELKA® ist leicht im Design, leicht in der Anwendung und leicht für die Umwelt. Das bedeutet im Wesentlichen weniger Arbeit für Planerinnen und Planer, weniger Probleme bei der Vorfertigung und auf der Baustelle und weniger Belastung für die Umwelt“, sagt Vesa Miettinen.

Kleinere Querschnitte und weniger Stahl bedeuten in der Praxis weniger Betonverbrauch und eine größere CO2-Reduktion. Außerdem können mehr Produkte in einer Lieferung untergebracht werden, was sich positiv auf Kosten und Emissionen auswirkt.

Neue cloudbasierte Software unterstützt den Planungsprozess Eines der spannendsten Projekte von Peikko in diesem Jahr ist die Weiterentwicklung der Peikko Designer® Software. Peikko ­Designer® BOLTED CONNECTION bietet jetzt eine benutzerfreundliche Website und eine leistungsstarke und flexible CloudBerechnungsmaschine. Für die Nutzung ist lediglich eine Inter­ netverbindung erforderlich – es sind keine Installationen oder Downloads notwendig. Die Nutzung ist kostenlos und bestehende Nutzende können sich mit ihren Zugangsdaten einloggen. „Der HELKA® Stützenschuh wird im neuen cloudbasierten Peikko Designer® BOLTED CONNECTION enthalten sein. Diese wird später die Desktop-Version ersetzen. Kurze Bolzen und Bewehrungsstäbe sind bereits in der Cloud verfügbar. Lange Bolzen und Brandszenarien werden bis Ende des Jahres hinzugefügt. Wir werden die Cloud-basierte Software auch für andere Peikko-Lösungen weiterentwickeln“, sagt Vesa Miettinen.

www.peikko.de

Transformation zu mehr Nachhaltigkeit

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Nachhaltiges Bauen mit nicht-metallischen Bewehrungen Das Thema Nachhaltigkeit rückt beim modernen Bauen und Ent­ werfen zunehmend in den Fokus. Denn die noch weitverbreitete Bauweise mit Stahlbeton ist extrem ressourcen- und energieintensiv – und für viele CO2-Emissionen verantwortlich.

Nicht-metallische Bewehrungen wie der Textilbeton bieten schlanke Betonelemente mit hoher Tragfähigkeit, geringem Eigengewicht und langer Dauerhaftigkeit, auch bei extremen Umgebungsbedingungen. Sie leisten damit einen wichtigen Beitrag zum nachhaltigen Bauen: Schlankes Bauteil bedeutet einen geringen Baustoffbedarf und damit Schonung natürlicher Ressourcen sowie geringe Emissionen bei der Baustoffherstellung, ganz im Sinne der 3P der CHT Gruppe. Nachhaltigkeit bedeutet im Unternehmen das Management und die Zielsetzung auf alle Dimensionen der Nachhaltigkeit zu basieren – People, Planet und Performance.

Zukunftstrend Compositwerkstoff textilbewehrter Beton Den Zukunftstrend Compositwerkstoff textilbewehrter Beton hat das Unternehmen als einer der global führenden Hersteller von Textilhilfsmitteln und Anbieter von Spezial- und Sonderlösungen in der Bauchemie schon vor Jahren erkannt. Häufig sind es die kleinen Dinge und Geheimnisse, die Großes ermöglichen. Denn die textile Faser ist in den wenigsten Fällen dazu geeignet, ohne weitere Prozessschritte das volle Potential im Verbund mit Beton oder anderen mineralischen Matrices auszuschöpfen, da die Grenzflächen zwischen Faser und Matrix von Haus aus nicht kompatibel sind oder aber eine effiziente Ausnutzung des Textils verhindern.

Diese Grenzfläche zwischen Matrix und Faser steht im Mittelpunkt der textilen Bewehrungstechnologie. Um Textilien effizient auszunutzen, werden die Grenzflächen auf der Faser ausgerüstet oder getränkt („Tränkung“).

Die CHT Gruppe hat von Beginn an auf wässrige Technologien gesetzt, da nur diese entscheidend zu Nachhaltigkeit, Arbeits- und Umweltschutz beitragen können und sich nur so ein in-sich stimmiges Gesamtbild des innovativen Verbundwerkstoffes Textilbeton ergeben kann.

Bild 1

Mit dem Anspruch, den scheinbaren Widerspruch aufzulösen, dass ökologisch und ökonomisch nachhaltige Tränkungen der maximalen Festigkeit und Dauerhaftigkeit im Verbund mit Beton gegenüberstehen, ist es gelungen, einen sehr hohen Anteil der Performance aus den High-Tech Produkten Carbon- und (AR-) Glasfasern im Verbund zu realisieren.

In Kooperation und strategischen Partnerschaften mit textilen Gridherstellern – allen voran das Unternehmen Hitexbau GmbH, Universitäten und Ingenieurbüros wurden und werden neue Ideen und Anwendungen realisiert.

Sichere und effiziente Herstellung von textilen Gittern Die unter dem Markennamen TECOSIT® erhältlichen Tränkungen – in der textilen Welt auch Appreturen genannt – tragen maßgeblich zu einer sicheren und effizienten Herstellung von textilen Gittern bei. Diese Tränkungen werden beim Unternehmen hinsichtlich ihrer Verarbeitbarkeit im textilen Prozess und vor allem hinsichtlich ihrer Verbundeigenschaften im Beton entwickelt und getestet.

AR-Glasfasern können mit TECOSIT® CC 7021 auf ein neues Niveau der Dauerhaftigkeit durch reduzierte Abminderungsfaktoren gehoben werden (Bild 1). Dies ermöglicht zum einen die Herstellung glasfasergewebeverstärkter Produkte mit höherer Produktionssicherheit und längerer Nutzungsdauer, zum anderen eine wirtschaftliche Optimierung der Verstärkung durch Glasfasergewebe, zum Beispiel durch eine Reduzierung der Lagenzahl der verwendeten Glasgewebe.

Bei Verwendung auf Carbon führen geeignete TECOSIT®Tränkungen über einen weiten Temperaturbereich, lange Einsatzzeiten und Nässe zu Bruchfestigkeiten von > 3000N/mm im Carbongitter. Dies ermöglicht den Einsatz dieser speziell ausgerüsteten Carbongitter auch im Außenbereich mit Bemessungswerten, die deutlich näher an den theoretischen Werten der Carbonfasern liegen und somit einen wirtschaftlicheren Einsatz der Bewehrung

Alkalitest von AR-Glasfasern mit CHT-Tränkung

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Transformation zu mehr Nachhaltigkeit

Bild 2

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Gebrauchseigenschaften einer gängigen Carbonfaser, getränkt mit TECOSIT® CC 1000

mit Carbonfasern ermöglichen. Bild 2 zeigt einen Auszug der Gebrauchseigenschaften einer gängigen Carbonfaser, getränkt mit TECOSIT® CC 1000.

Eine einzigartige Eigenschaft der Tränkungen für Carbon ist die Thermoformbarkeit der ausgehärteten Polymerdispersion. Dadurch lässt sich trotz der hohen Verbundfestigkeit eines steifen Carbon­ gitters mit geringem Aufwand aus einem Flächentextil eine drei­

dimensionale Geometrie herstellen, wie zum Beispiel Schubgitter.

Sind komplexere Geometrien erforderlich, können diese von spe­ zialisierten Unternehmen nach Anforderung individuell bereitgestellt werden.

Mit der CHT TECOSIT® Technologie wurden bereits richtungsweisende Bauwerke errichtet, die Leuchtturmcharakter für eine Vielzahl an neuen Projekten sein werden. Dazu ist Engagement und Enthusiasmus der Bauherren, Planer und nicht zuletzt der ausführenden Betriebe erforderlich, über „Das haben wir schon immer so gemacht“ hinauszuwachsen. Besonders die CarbontextilTechnologie hebt Potenziale, die einen relevanten Anteil an der Reduzierung der CO2-Emissionen bei Neu- aber auch Bestandsbauprojekten ermöglichen.

Anwendungsbeispiele Im Mai 2024 wagte die Stadt Stuttgart nach 4 Jahren Planung den finalen Schritt zur Errichtung einer Holz-Carbonbetonbrücke.

Durch die innovative Konstruktion mit Carbonbeton-Deck und einer Holzträgertragkonstruktion konnten die Stärken jeden Baustoffes gezielt eingesetzt werden und führten zu einer schlanken, ressourcenoptimierten Konstruktion.

Die benötigte Carbonbewehrung umfasste etwa 4.000 m 2 in mehreren Lagen durch TECOSIT® CC 1000 ausgerüstet und wurde teilweise mit oberflächenvergrößernden Eigenschaften modifiziert (Bild 3).

(Fotos/Abb.: CHT)

Bei diesem Bauwerk rückten während der Vorbereitungen zur Betonage zusätzliche Aspekte in den Vordergrund. Ein Kraneinsatz war aufgrund des Flächengewichtes des Textils weitestgehend nicht notwendig, einzelne Lagen konnten selbstabrollend in der Schalung positioniert werden, die Vermaschung erfolgte durch einwegfixierte Kabelbänder in ergonomischer Sitz-, Hock- oder Liegehaltung unmittelbar über der Bewehrungslage. Über die gesamte Lebenszeit der Brücke ist davon auszugehen, dass übliche Wartungs- und Unterhaltungsmaßnahmen bzw. Sanierungen im Kostenumfang hinter denen von konservativen Konstruktionen zurückbleiben, da keine metallische Bewehrung vorhanden ist und somit Bewehrungskorrosion als Hauptursache von Sanierungsfällen ausgeschlossen werden kann.

Bild 3

Ausrüstung der Carbonbewehrung mit ca. 4.000 m2 in mehreren Lagen durch TECOSIT® CC 1000

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Im Juni 2023 wurde eine Halbfertigteilbrücke innerhalb kürzester Zeit über die BAB 1 im Bereich Davensberg gelegt. Hauptaugenmerk dieser Konstruktion ist die Dauerhaftigkeit im Gesamten und insbesondere im Brückenkappenbereich. Durch Ingenieursgeschick ist es gelungen, unter Verwendung von TECOSIT® CC 1000 auf Carbontextil-Formteilen die neuralgischen Punkte der Konstruktion zu „entschärfen“ und vorhersehbar aufwendige Sanierungen in

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Transformation zu mehr Nachhaltigkeit der Zukunft zu vermeiden. Daneben stellt diese Brücke eine der längsten Spannbetonbrücken ohne Mittelpfeiler in Deutschland dar. Die Errichtungszeit konnte von acht auf vier Monate gegenüber konventioneller Bauweise halbiert werden.

In Kooperation mit der TU Dortmund und dem Fertigteilhersteller EUDUR-Bau GmbH & Co.KG ist es gelungen, durch die Verwendung geeigneter Carbongitter praxistaugliche Lärmschutzwandelemente mit reduziertem Tragschalenvolumen (< 35 % vergleichbar Stahlbeton) herzustellen. Die daraus resultierenden Vorteile in Einsparung der Ressourcen Sand und Zement, sowie konsequenterweise Reduktion des CO2-Fußabdrucks und alle damit verbundenen logistischen Vorteile bei gegebener Wirtschaftlichkeit kann die Betonwelt sicher bestens bewerten. Der größte Hebel hinsichtlich der Nachhaltigkeit ist eine längere prognostizierte Nutzungsdauer durch den Wegfall einer möglichen Korrosion der Bewehrung. Carbonfasern werden als inert gegen Alterung, alkalischen Angriff und Korrosion – auch chloridinduziert – beurteilt.

Zusammenfassung Als engagierter Partner im CARBOrefit® Konsortium stellt die CHT Gruppe mit TECOSIT® CC 1000 Lösungen zur nachträglichen Verstärkung von Bauteilen zur Verfügung, die sich bereits erprobt erfolgreich unter Beweis gestellt haben. Diese Lösungen sind weitestgehend durch allgemeine bauaufsichtliche Zulassungen,

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für komplexe Sonderfälle bei höheren Anforderungen auch mit Zustimmung im Einzelfall realisiert worden. Beispielhaft die ­Sanierung der Brücke BAB 648 über den Flusslauf der Nidda.

Weitere Projekte befinden sich in der Umsetzungsphase. Die Anwendungen finden sich im Garten- und Landschaftsbau, Verstärkung von Beton-Hohlkästen und Verstärkung bei mineralischen Abdichtungssystemen, aber auch im Neu- und Fertigteilbau.

Zusammenfassend wird sich die Entwicklung und der Einsatz innovativer textiler Technologien in Verbundbauweise mit mineralischen Matrices durch wasserbasierte Tränkungen fortsetzen. Nach Jahren der Stagnation und Bedenken zum Einsatz nicht-metallischer Systeme in herkömmlichen Konstruktionen aufgrund fehlender Regulationen liegt nun eine Richtlinie des DAfStB vor. Planer haben neben den weitgestreuten Erfahrungen aus Pilotprojekten jetzt ein Werkzeug an der Hand, mit dem eine zuverlässige Abbildung und Berechnung für maßgeschneiderte Anwendungen möglich ist.

Gegengleich rückt das Bewusstsein für Nachhaltigkeit in den Vordergrund. Neben den eigentlichen Baukosten werden zukünftige Faktoren in die Rechnung einbezogen. Textile Bewehrungen leisten einen erheblichen Beitrag zur Dauerhaftigkeit bei reduzierten Unterhaltungskosten und reduzierten CO2-Emissionen. www.cht.com

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Stahlverbundträger

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(Abb.: Tecnostrutture)

Innovative Slim-Floor-Träger mit DIBt-Zulassung: Wissenschaftlich fundierte Materialeffizienz und Nachhaltigkeit im Fokus des NPS®-Stahlverbundträgers

NPS®-Stahlverbundträger zugelassen durch das Deutsche Institut für Bautechnik

Nach intensiven wissenschaftlichen Studien, Simulationen, ­Ver­suchen und Begutachtungen an renommierten Universitäten hat das Deutsche Institut für Bautechnik (DIBt) für den NPS®Stahlverbundträger die allgemeine Bauartgenehmigung erteilt.

Der NPS®-Stahlverbundträger von Tecnostrutture zeichnet sich durch eine extrem filigrane Bauweise aus, die eine maximale Materialersparnis bei gleichzeitig höchster Steifigkeit und Tragfähigkeit gewährleistet. Er wird aus einem vorgefertigten NPS®-Träger aus Baustahl hergestellt, der auf der Baustelle mit Ortbeton und optionaler Zusatzbewehrung unterstützungsfrei montiert wird.

Der Träger besteht aus Blechen und Rundstäben aus Baustahl (S235 bis S460), die zu einem leichten Fachwerk im Werk verschweißt werden. Die Fachwerkform erlaubt es, den Träger sehr flexibel an die gewünschten statischen und konstruktiven Anforderungen anzupassen und ermöglicht eine sehr einfache Betonage und flexible Durchführung von Bewehrungsstäben oder Ausbaukomponenten aus den anschließenden Betonbauteilen. Die Diagonalstäbe des Trägers übertragen den Großteil der Querkräfte und beteiligen sich im Endzustand wesentlich an der Herstellung der Verbundwirkung zwischen Beton und Stahlträger. Der NPS®Stahlverbundträger kann als deckengleicher Träger (Slim-FloorBauweise) oder als Unter- bzw. Überzug ausgebildet werden.

Die wissenschaftlichen Grundlagen für den Nachweis der Verbundwirkung zwischen NPS®-Träger und Ortbeton und für die Interaktion der Tragmechanismen der Stahl- und Stahlbetonkomponenten im Querkraftnachweis wurden von der Professur für Stahl- und Verbundbau der ETH Zürich unter der Leitung von Prof. Andreas Taras in einem Forschungsprojekt erarbeitet und von dieser For-

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schungsgruppe in wissenschaftlichen Publikationen und auf Kon­ ferenzen publiziert und vorgestellt. Zudem hat Prof. Ulrike Kuhlmann von der Universität Stuttgart diese wissenschaftliche Grundlagenarbeit überprüft und bestätigt. Schließlich hat Prof.

Valentini von der Universität Pisa über die Zähigkeitseigenschaften und Zuverlässigkeit der Schweißnähte in den NPS®-Trägern ein Gutachten verfasst.

Die Zulassung des Trägers durch das DIBt ist ein bedeutender Schritt für die Festigung der Stellung von Tecnostrutture auf dem deutschen Markt. „Wir erkennen die steigende Bedeutung effizienter Mate­rialnutzung und freuen uns, dass Investoren, Techniker und Bau­firmen nunmehr problemlos diese leichte, deckengleiche Lösung nutzen können“, erklärt Giulia Daniele, Geschäftsführerin von Tecnostrutture Deutschland GmbH und zuständig für Nachhaltigkeit innerhalb der Tecnostrutture Gruppe. „Die Erteilung der Zulassung durch das Deutsche Institut für Bautechnik ist nicht nur für den deutschen Markt von Bedeutung, sondern hat auch inter­ nationale Auswirkungen. Wir möchten dem DIBt sowie Prof. Taras von der ETH Zürich, Prof. Valentini von der Universität Pisa und Prof. Kuhlmann von der Universität Stuttgart herzlich für die enge Zusammenarbeit danken.“ Das offizielle Dokument der Allgemeinen Bauartgenehmigung des DIBt kann unter dem nachfolgenden Link eingesehen werden. www.dibt.de/de/service/zulassungsdownload/detail/z-262-66

www.nps-system.de

3D-Betondruck

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DRK-Kreisverband Warendorf-Beckum setzt innovativ auf 3D-Betondruck bei Innenwänden und Fassadenelementen Das kontinuierliche Wachstum des DRK-Kreisverbandes WarendorfBeckum machte es notwendig, auf dem Gelände an der KaiserWilhelm-Straße einen Neubau zu errichten, der genug Platz für die vielfältigen Aktivitäten bot. Die Besonderheit: diverse nicht tragende Innenwände und Fassadenelemente des innovativen Gebäudes wurden mittels 3D-Betondruck vor Ort gefertigt. Die Sika Deutschland GmbH lieferte mit Sikacrete-733 3D einen Mikro-Beton, der gezielt für den 3D-Druck entwickelt wurde und eine reibungslose Extrusion und Formgebung während des Druckvorgangs ermöglicht.

Georgios Staikos ist kein Unbekannter in Beckum, ist er doch Initiator des ersten 3D-gedruckten Hauses in Deutschland. Dieses weckte 2019 auch das Interesse von Sika-Marktfeldmanager Peter Löschnig, der das Haus vor Ort besichtigte und seitdem Kontakt zu Staikos hielt. Dieser erinnert sich: „Peter Löschnig war es auch, der uns für das Bauvorhaben des DRK-Kreisverbandes Sikacrete-733 3D empfahl und uns beim Projektstart vor Ort beraten hat.“

Bild 2

Der Druckroboter bewegt den Schlauch mit der Düse und druckt die einzelnen Elemente.

Moderne und nachhaltige Bautechnik Aus seiner Zeit als Bürgermeister von Beckum und Mitgesellschafter des Innovationszentrums Westfalen kannte der Präsident des Kreisverbandes, Prof. Dr. Karl-Uwe Strothmann, die Aktivitäten von Georgios Staikos im 3D-Druck, und so wurde die Idee geboren, Teile des Neubaus im 3D-Druckverfahren herzustellen. Bei diesem Projekt wurden moderne und nachhaltige Bautechniken

zusammengeführt: neben dem 3D-Druck werden Holz-Zementsteine und Betonfertigteile aus 100 % recyceltem Bauschutt genutzt. Insgesamt werden rund ein Viertel der Fassade und acht Wände auf drei Stockwerken mit dem 3D-Drucker gefertigt.

Druckbare Betonrezeptur mit schneller Stand- und Grundfestigkeit Für den Druck der Fassadenelemente und der nicht tragenden Wände wurde Sikacrete-733 3D verwendet. Der einkomponentige, faserverstärkte Mikro-Beton von Sika ist mit geringem Druck pumpbar, mit allen üblichen 3D-Drucksystemen extrudierbar und erreicht eine schnelle Stand- und Grundfestigkeit. Darüber hinaus wird durch eine verlängerte Verarbeitungszeit ein optimaler Schichtverbund bei langen Umlaufzeiten gewährleistet. Das Aushärten der einzelnen Lagen hängt vom Zeitintervall zwischen den jeweiligen Schichten ab. Generell ist das Material nach drei bis vier Stunden ausgehärtet. Die maximale Korngröße beträgt 3 mm und die Druckfestigkeit besteht bis zu 30 MPa. Das Material wurde in Bigbags auf die Baustelle geliefert und in einer Mörtelpumpe angemischt. Der Druckroboter bewegte dann den Schlauch mit der Düse und druckte die einzelnen Elemente. „Beim Mischen ist viel Erfahrung und Fingerspitzengefühl nötig, da der Schichtverbund gewährleistet sein muss“, erklärt Georgios Staikos. Da alle Elemente vor Ort und nicht in der Halle gedruckt wurden, sei man sehr wetterabhängig gewesen. „Da gab es viele Parameter zu bedenken.“

Druck der Innenwände und Fassadenelemente

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Die nicht tragenden Wände wurden vor Ort mit einem 3D-Beton­ drucker auf die Betonplatte gedruckt.

Die Bodenplatte des Neubaus ist eine normale Betonplatte. Darauf wurden mit dem 3D-Drucker die nicht tragenden Wände in einer Dicke von 15 cm gedruckt. Um Wände von bis zu 8 m Länge und 3,50 m Höhe ununterbrochen drucken zu können, wurde der Druckroboter auf eine höhenverstellbare Schiene montiert, was seinen Arbeitsbereich erweiterte. Das digitale Design umfasst Tür- und Fensteröffnungen, die der Roboter entsprechend des digitalen Entwurfs umsetzte. Zusätzlich wurde mit einer Anpas-

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3D-Betondruck

Bild 3

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Bild 4

Sikacrete 733-3D ermöglicht eine reibungslose Extrusion und Formgebung während des Druckvorgangs. Eine verlängerte Verarbeitungszeit gewährleistet einen optimalen Schichtverbund bei langen Umlaufzeiten.

Bild 5

Durch eine flexible Druckspuranpassung können auch Wände mit Tür- Fensteröffnungen hergestellt werden.

Die Anker, mit denen die gedruckten Fassadenelemente an der Wand befestigt wurden, wurden mit einbetoniert.

sung der Fahrstrecke das Druckbild der einzelnen Wände aus architektonischer Sicht verändert. Auf die tragenden Wände aus Ort­ beton wurde die Zwischendecke aufgelegt. Die Zwischenräume von den gedruckten Wänden zur Decke befüllten die Mitarbeiter der Firma Staikos 3D entsprechend der nötigen Statik und des Schallschutzes mit einer Glaswolle-Dämmung.

Für die Befestigung der gedruckten Fassadenelemente wurde der wärmebrückenfreie Fassadenanker Schöck Isolink Typ C verwendet. Erreichte der 3D-Drucker die vorgebohrten Löcher in der Außenwand, wurde der Fassadenanker eingesteckt und in den Druckbeton eingelegt. Anschließend wurde einfach darüber gedruckt, der Anker also mit einbetoniert, um einen sicheren Verbund zwischen dem Anker und dem Beton sicherzustellen. Die Dicke der gedruckten Fassadenelemente beträgt 10 cm. Die Hohlräume wurden mit Einblasdämmung aufgefüllt und das Haus so isoliert.

3D-Druck leicht kombinierbar mit anderen Herstellungsmethoden Der Beton-3D-Druckprozess beginnt mit der Erstellung eines digitalen 3D-Modells des gewünschten Objekts in einer CAD-

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Software. Anschließend wird dieses Modell in schmale Schichten zerlegt, die der 3D-Drucker nacheinander aufträgt. Der Drucker selbst besteht aus einem Druckkopf, der über einem Bewegungssystem gesteuert wird und die Betonmaterialien präzise aufträgt. Der Beton wird dabei schichtweise aufgetragen, bis das gewünschte Objekt entsteht.

Der 3D-Betondruck von Gebäudeteilen bietet viele Vorteile, die über die traditionellen Bauverfahren hinausgehen. Bei dieser Technologie ist keine Schalung vorgesehen, was somit eine bisher schwer realisierbare Form- und Gestaltungsfreiheit ermöglicht. Im Gegensatz zu Bauelementen mit Schalung, die nur mit sehr hohem Zeitund Materialaufwand hergestellt werden können, ermöglicht der 3D-Druck die einfache Herstellung von Elementen mit komplexen Geometrien ohne rasanten Kostenanstieg. Ein weiterer Vorteil liegt darin, dass der Beton nur dort platziert wird, wo er tatsächlich für den Lastabtrag nötig ist. Dadurch steigt nicht nur die Produktivität auf der Baustelle, es wird auch der Materialverbrauch minimiert und Abfall reduziert. Durch die Integration zusätzlicher Funktionen direkt während des Druckprozesses, wie beispielsweise das Einsetzen von Einbauteilen und die Herstellung von TGA-Öffnungen (Technische Gebäudeausrüstung), kann der Bauprozess in naher Zukunft wesentlich automatisiert werden. Zudem erfordert die Bedienung des 3D-Druckers nur einen geringen Personalaufwand, was im Hinblick auf den Fachkräftemangel ein wichtiger Aspekt ist.

3D-Betondruck

(Fotos: 1–5 Sika Deutschland GmbH, FAbb. 6: DRK KV Warendorf)

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Bild 6

Geplante Ansicht des Neubaus nach Fertigstellung

Menschen zusammenführen

Bautafel

Mit dem rund 1.100 qm großen Neubau wollte der DRK-Kreisverband ein nachhaltiges und innovatives Gebäude schaffen. Auf zwei Volletagen und einem Staffelgeschoss finden nun alle Mitarbeiter Platz, zudem wurden dringend benötigte Besprechungsräume geschaffen und Räumlichkeiten, die für die vielfältigen Aktivitäten des DRK genutzt werden können, zum Beispiel für Erste-HilfeSchulungen, Veranstaltungen der Ortsverbände oder einfach, um Menschen aus der Gemeinde im sozialen Bereich zusammenzu­ führen. „Die Zusammenarbeit mit Sika hat reibungslos funk­ tioniert“, fasst Georgios Staikos seine Erfahrungen zusammen, „und das Produkt ist vielseitig einsetzbar.“ So hat er unter anderem das Rednerpult beim Spatenstich mit Sikacrete-733 3D gefertigt.

Objekt: Bauzeit: Bauherr: Architekt: Ausführer: Hersteller: Produkte:

Neubau Zentrale des DRK-Kreisverbands ­Warendorf-Beckum e. V. Februar bis voraussichtlich Ende 2024 DRK Kreisverband Warendorf-Beckum ars architekten GmbH, 48147 Münster Staikos 3D, 59269 Beckum Sika Deutschland GmbH, 70439 Stuttgart Sikacrete-733 3D Mikro-Beton für den 3DDruck

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Beton- und Stahlbetonbau 120 (2025), Heft 1

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Beton- und Stahlbetonbau 120 (2025), Heft 1

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2/2022

17.02.2022 11:15:25

EDITORIAL

Gerhard Breitschaft

Auf dem Weg zu CO2-reduzierten Betontragwerken Dieses Editorial wurde wenige Tage nach den verheerenden Unwetterereignissen in Spanien im Herbst 2024 geschrieben. Die bestürzenden Bilder, die auch viele zerstörte Betonstrukturen zeigen, erinnern uns an die Bilder aus dem Ahrtal in Rheinland-Pfalz 2021, aus dem Weißeritztal oder dem Müglitztal an der Elbe 2002. Nicht zu vergessen ist auch, dass für unser Nachbarland Tschechien im Spätsommer 2024, trotz eines vorausschauenden Hochwassermanagements an den Hauptflüssen, lokal Niederschlagsmengen von mehr als 300 l/m² nichts mehr entgegenzusetzen war. Emil Julius Gumbel (1891–1966), der Vater der statistischen Extremwertverteilungen und Wegbereiter für den theoretischen Hintergrund unserer Lastannahmen, sagte einmal: „Es scheint, dass die Flüsse die Theorie kennen. Es verbleibt nur, die Ingenieure von der Gültigkeit der Analyse zu überzeugen.“ Eine gewichtige Ursache der zunehmenden Klimaveränderungen sind die unverändert hohen CO2-Mengen, die global freigesetzt werden. Daraus resultiert ein leider nicht „nur“ proportionaler, sondern exponentieller Anstieg von Niederschlags-, Temperatur- und Wind-Extremereignissen, die unser Planen und Bemessen erheblich beeinflussen werden.

Dipl.-Ing. Gerhard Breitschaft Präsident des Deutschen Instituts für Bautechnik

Das Bauen mit Beton, einem eigentlich einfach handzuhabenden Baustoff, der mit den zwischen 1950 und 1975 errichteten Bauten ein Wirtschaftswunder und eine beachtliche Infrastrukturentwicklung in unserem Land ermöglichte, erzeugt Treibhausgase in erheblichem Umfang. Beginnend mit der Gewinnung und Herstellung der Ausgangsstoffe, aber auch durch die schiere Masse, werden signifikante Mengen CO2 freigesetzt. Ziel muss es also sein, die Ausgangsstoffe des Stahlbetons möglichst CO2-arm herzustellen, Transportwege zu optimieren und die Tragwerke so zu planen, dass die eingebaute Masse hinsichtlich des Tragwiderstands optimal ohne unvertretbaren Sicherheitsverlust ausgenutzt wird.

Die Autoren der differenzierten und wichtigen Beiträge in diesem Heft haben sich mit verschiedenen Ansätzen der Komplexität des Themas Nachhaltigkeit und treibhausgasreduzierte Tragwerke aus Beton, Stahlbeton und Spannbeton genähert. Hoffnung machen auch die Richtlinienprojekte des Deutschen Ausschusses für Stahlbeton (DAfStb), des Deutschen Beton- und Bautechnik-Vereins (DBV) oder die Anstrengungen des Vereins Deutscher Zementwerke (VDZ), die alle das Thema Treibhausgasreduzierung in ihren Sektoren zur obersten Priorität erklärt haben. Es ist der richtige Ansatz, gemeinsam für die Betonbauweise Handlungsempfehlungen zu suchen und die derzeitigen Herausforderungen mit unseren Einflussmöglichkeiten proaktiv anzugehen. Beispiele sind neue Ansätze zum Kreislaufdenken, vielfältige Betrachtungen zur Wiederverwendung von Bauteilen, neue Zementarten, eine optimierte Betontechnologie, Reduktion von Schadstoffen und Fragen zur Optimierung des Sicherheitsniveaus, um nur einige zu nennen. Zum Glück kommt hier der „unverbesserliche“ Optimismus von uns Ingenieuren und Wissenschaftlern zum Tragen, dass erreichbare Lösungswege auch für dieses komplexe Thema gefunden und beschritten werden können.

Gerhard Breitschaft

© 2025 Ernst & Sohn GmbH, Berlin. Beton- und Stahlbetonbau 120 (2025), Heft 1

1

DOI: 10.1002/best.202400082

AUFSATZ

Tobias Schack, Michael Haist

Betone mit ternären klinkereffizienten Zementen Review der mechanischen Leistungsfähigkeit und Dauerhaftigkeit unter Berücksichtigung der THG-Emissionen Zur Herstellung möglichst klinkerreduzierter Betone werden in der Praxis bereits seit Jahrzehnten Zementersatzstoffe (Supplementary Cementitious Materials, SCMs) eingesetzt. Da die Verfügbarkeit etablierter SCMs wie Hüttensand oder Flugasche mittelfristig jedoch rückläufig ist und alternative SCMs wie kalzinierte Tone (noch) nicht ohne Weiteres verfügbar sind, sind ternäre oder auch quaternäre Mischungen, bei denen Portlandzementklinker mit Hüttensand oder Flugasche und Kalksteinmehl gemischt wird, ein hochinteressanter Ansatz in der Bindemitteloptimierung. Im vorliegenden Beitrag werden die technischen Eigenschaften, die mechanische Leistungsfähigkeit und Dauerhaftigkeit von Betonen, die mit ternären Bindemittelgemischen (sog. klinkereffiziente Zemente) hergestellt wurden, vergleichend betrachtet und in Relation zu den mit der Betonherstellung verbundenen Treibhausgas-Emissionen (THG-Emissionen) gestellt. Hierzu wurde eine systematische Literatursichtung durchgeführt und Daten zur Zusammensetzung, zu den Frischbetoneigenschaften, zur Druckfestigkeit, zu den dauerhaftigkeitsrelevanten Eigenschaften und zu den spezifischen THG-Emissionen der Betone recherchiert und in Form einer Datenbank mit 94 Datensätzen aus verschiedenen Literaturquellen gespeichert. Auf Basis der betrachteten Literaturdaten können die mechanischen sowie dauerhaftigkeitsrelevanten Eigenschaften unter Berücksichtigung der resultierenden THG-Emissionen systematisch bewertet werden. Hierdurch wird nach Auffassung der Autoren eine zentrale Lücke bei der Bewertung der Nachhaltigkeit neuer ökologischer Betone geschlossen.

Concretes with ternary clinker-efficient cements – Review of the mechanical performance and the durability taking into account the resulting CO2-emissions In practice, Supplementary Cementitious Materials (SCMs) are readily used employed as to reduce the ecological footprint of cement and concrete production. However, as the availability of established SCMs such as granulated blast furnace slag or fly ash is dwindling and alternative SCMs such as calcined clays are not yet readily available, ternary or even quaternary blends, in which Portland cement clinker is mixed with granulated blast furnace slag or fly ash and limestone powder, are highly interesting approaches in cement optimization. The paper at hand describes and discusses the technical performance of concretes with ternary clinker-efficient cements, taking into account the resulting CO2-emissions.

Based on a systematic literature review, data on concretes were extracted with regard to the composition as well as the mechanical properties, durability and resulting greenhouse gas emissions and a database with 94 data sets from various literature sources was compiled. Based on the literature data analyzed, the mechanical properties and durability could be systematically evaluated, taking into account the resulting CO2-emissions.

Stichworte klinkerreduzierte Betone; Nachhaltigkeit; THG-Emissionen; klinkereffiziente Zemente

Keywords clinker reduced concretes; sustainability; CO2 emissions; clinker efficient cements

1

tige Praxisbeispiele belegen, dass es bereits heute möglich ist, den ökologischen Fußabdruck der Betonbauweise substanziell zu senken. Die einzelnen Pfade hin zur Klimaneutralität unterscheiden sich jedoch relativ stark in den dafür notwendigen technischen Maßnahmen, den normativen Voraussetzungen und nicht zuletzt in den erforderlichen Investitionen. Die verfügbaren Ansätze und Möglichkeiten lassen sich wie folgt zusammenfassen:

Einleitung

Bei der Realisierung der weltweiten Klima- und Umweltschutzziele spielt die Bauindustrie und hier insbesondere die Zement- und Betonindustrie, sowohl aufgrund ihrer Treibhausgasemissionen (THG-Emissionen), als auch aufgrund ihres Verbrauchs an natürlichen Ressourcen, eine entscheidende Rolle [1–3]. Eine zentrale Frage ist dabei, wie die bei der Herstellung, Verwendung und dem Recycling von Beton einhergehenden THG-Emissionen reduziert werden können, ohne dabei gleichzeitig die zentralen Vorteile der Betonbauweise, wie bspw. die hohe Leistungsfähigkeit und Dauerhaftigkeit, gepaart mit einer hohen Wirtschaftlichkeit, zu beeinträchtigen. Hin zu einem klimaoptimierten und ressourceneffizienten Betonbau sind enorm vielfältige Wege denkbar und vielfäl2

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i)

Entwicklung und Verwendung von Betonausgangsstoffen (idealerweise rezyklierter Stoffe) mit minimierten Emissionen pro Masse- bzw. Volumeneinheit; ii) Entwicklung und Verwendung von Betonen mit minimierten Emissionen pro m3 Beton bei dennoch hoher Leistungsfähigkeit und Dauerhaftigkeit;

© 2024 Ernst & Sohn GmbH, Berlin. Beton- und Stahlbetonbau 120 (2025), Heft 1

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1

iii) Optimierung von Prozessen (z. B. Verfahrenstechnik) bei der Betonherstellung oder bei der Logistik z. B. durch den Einsatz von digitalen Methoden (Industrie-4.0-Methoden; Beton 4.0); iv) Reduktion der verwendeten Betonmenge durch Optimierung der Bauteile bzw. des Tragwerks und ggf.

Einsatz neuartiger Bewehrungssysteme wie z. B. Carbonbewehrungen; Die zuvor genannten Ansätze i)–iv) sollten zur Erzielung einer möglichst großen Wirkung möglichst ganzheitlich betrachtet und somit kombiniert werden. Von zentraler Bedeutung ist hierbei, die Nachhaltigkeit und die ökologischen Wirkungen eines Bauwerks bereits in der Planungsphase explizit zu betrachten und in Form von SollAnforderungen z. B. auf alle mit dem Bauprozess verbundenen Gewerke herunterzubrechen. Die neue Richtlinie „Treibhausgasreduzierte Tragwerke aus Beton, Stahlbeton oder Spannbeton“ des Deutschen Ausschuss für Stahlbeton (DAfStb) stellt hierfür ein sehr einfaches und flexibles System bereit, wie eine solche „Nachhaltigkeitsbemessung“ durchgeführt werden kann. Welche Wege hin zur Nachhaltigkeit hierbei beschritten werden und wie hoch das Ambitionsniveau festgelegt wird, bleibt hierbei den Baubeteiligten überlassen.

Einen umfassenden Überblick über die oben genannten Ansätze zur Nachhaltigkeitsoptimierung gibt [4], wo zusätzlich ein Vorschlag für die Einführung eines neuen Grenzzustands der Bemessung, nämlich des Grenzzustands der Klimaverträglichkeit (engl. Climate Limit State, CLS), vorgestellt wird [4, 5]. Im vorliegenden Beitrag wird ausschließlich auf betontechnologische Ansätze zur Reduktion der Umweltwirkungen von Beton fokussiert.

Der Schwerpunkt wird dabei auf die Betrachtung des Potenzials sog. klinkereffizienter Zemente zur Steigerung der Nachhaltigkeit der Betonbauweise gelegt.

2

Zementklinkers bzw. einzelner Ersatzstoffe durch eine geschickte granulometrische Abstimmung der einzelnen Stoffe gesteigert werden kann [6, 12]. Beispielsweise führt die Zugabe von fein gemahlenem Kalksteinmehl zu hüttensandhaltigen Zementen zu einer beschleunigten Hydratation. Lothenbach et al. [6] führen dies zum einen auf die keimbildende Wirkung der feinen Kalksteinmehlpartikel und zum anderen auf die Bereitstellung von Calcium durch geringe Lösung der Kalksteinmehlpartikel zurück. Weitere Untersuchungen von Palm et al. [13] zeigen z. B., dass sog. klinkereffiziente CEM-II/C-(S-LL)-Zemente – d. h. Portlandkompositzemente mit einem Klinkergehalt zwischen 50 M.-% und 64 M.-% – und ein Gemisch aus Hüttensand und Kalksteinmehl sowohl sehr günstige ökologische als auch technische Eigenschaften aufweisen.

Bild 1 zeigt das Treibhausgaspotenzial GWP (d. h. die spezifischen Treibhausgasemissionen für die Bereitstellung von 1 kg Zement) in Abhängigkeit von den Anteilen der Hauptbestandteile im Zement am Beispiel des ternären Systems, bestehend aus Portlandzementklinker (K), Hüttensand (S) und Kalksteinmehl (LL). Die Bereiche der normativ geregelten Zementarten mit diesen Hauptbestandteilen sind in Bild 1 ebenfalls gekennzeichnet.

Deutlich ersichtlich ist, dass die Verwendung von Hüttensand zwar eine signifikante Reduktion des GWP zur Folge hat, diese Kombination jedoch bereits heute ausgereizt ist (Reduktionsrate bis zu 80 M.-% bei CEM III/B). Die Kombination der drei Hauptbestandteile (K, S, LL) führt bei CEM-II/C-M- sowie CEM-VI-Zementen ebenso zu einer erheblichen Reduktion des GWP. Aufgrund der inerten Eigenschaften des Kalksteinmehls ist die Reduktion dieses Bestandteils bisher auf 20 M.-% (LL) in

Klinkereffiziente Zemente

Der Austausch von Portlandzementklinker durch Zementersatzstoffe wie Hüttensand und Flugasche, wie dieser in Portlandkomposit- bzw. Hochofenzementen (z. B. CEM II und CEM III) seit vielen Jahren erfolgreich praktiziert wird, führt zu einer signifikanten Reduktion der resultierenden THG-Emissionen solcher Zemente.

Die Wirkreichweite solcher Maßnahmen ist aufgrund der begrenzten Verfügbarkeit geeigneter Ersatzstoffe jedoch begrenzt. Entsprechend gilt es bei der Betonentwicklung, die verfügbaren Rohstoffe möglichst effizient einzusetzen [1]. Ternäre oder auch quaternäre Mischungen, bei denen Portlandzementklinker mit Zementersatzstoffen (Supplementary Cementitious Materials, SCMs) wie Hüttensand und/oder Flugasche und Kalksteinmehl gemischt wird, sind ein weitverbreiteter Ansatz in der Zementoptimierung [6–11]. Die Kombinationen mehrerer Bindemittel und Feinststoffe kann dabei zu einer starken Verbesserung der technischen Eigenschaften so hergestellter Multikompositbindemittel führen, da die Reaktivität des

Bild 1

Treibhausgaspotenzial (GWP) in Abhängigkeit von den Hauptbestandteilen im Zement – Bereiche für Zementarten mit den Hauptbestandteilen Portlandzementklinker (K), Hüttensand (S) und Kalksteinmehl (LL) gemäß DIN EN 197-1 [18] und DIN EN 197-5 [14] gekennzeichnet Global warming potential (GWP) as a function of the main constituents in cement – ranges for cement types with the main constituents Portland cement clinker (K), granulated blast furnace slag (S) and limestone powder (LL) labelled in accordance with DIN EN 197-1 [18] and DIN EN 197-5 [14]

Beton- und Stahlbetonbau 120 (2025), Heft 1

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T. Schack, M. Haist: Concretes with ternary clinker-efficient cements

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3

1

T. Schack, M. Haist: Betone mit ternären klinkereffizienten Zementen Tab. 2

Betontechnologische Kennwerte der betrachteten Betone aus der Literatur Technological parameters of the concretes analysed from the literature

Zementgehalt 1)

Klinkergehalt

3

3

Klinkerfaktor

Wassergehalt

Leimgehalt

3

3

w/z-Wert 1)

[kg/m ]

[kg/m ]

[–]

[kg/m ]

[kg/m ]

[–]

min.

280

68

0,2

153

265

0,35

Mittelwert

461

185

0,4

185

337

0,41

max.

535

535

1,0

250

414

0,65

1)

Der Zementgehalt setzt sich hier aus den unterschiedlichen Bestandteilen (K, S, V, LL) zusammen, auch wenn keine gemeinsame Vermahlung stattgefunden hat.

DIN EN 197-5 [14] begrenzt. Eine weitere Reduktion des Klinkergehalts und der THG-Emissionen mit einer gleichzeitigen Schonung begrenzter Ressourcen wie Hüttensand scheint nur durch gezielte Optimierungsschritte der Ausgangsstoffe oder angepasste betontechnologische Randbedingungen, wie z. B. die Absenkung des w/zWerts, möglich zu sein (vgl. Pfeile in Bild 1). Das technische Potenzial solcher ternären klinkereffizienten Zemente mit einem Klinkergehalt von unter 50 M.-% und einem erhöhten Kalksteinmehlgehalt (35–50 M.-%) wurde bereits in einzelnen systematischen Untersuchungen aufgezeigt [15, 16]. Die Optimierung der Ausgangsstoffe für solche Zemente und die resultierende Mischungsentwicklung von Betonen sind momentan Gegenstand intensiver Forschungsarbeiten sowohl am Institut für Baustoffe der Leibniz Universität Hannover als auch weiterer Forschungseinrichtungen.

3

Untersuchungsmethodik

Die Auswirkungen des Austauschs eines Zements gegenüber einem anderen Zement können hinsichtlich der Umweltwirkungen bzw. THG-Emissionen vergleichsweise einfach berechnet und bewertet werden. Demgegenüber erfordert eine Bewertung der betontechnologischen Folgen eines solchen Austauschs zumeist umfangreiche Untersuchungen. Systematische Untersuchungen an Betonen mit unterschiedlichen Zementarten bei ansonsten identischen Randbedingungen zeigen, dass ein vollständiger Zementaustausch signifikant die Frisch- und Festbetoneigenschaften beeinflussen kann [2, 11, 17]. Im Rahmen einer systematischen Literatursichtung wurden Daten von Betonen sowohl hinsichtlich deren Zusammensetzung als auch zu deren mechanischen Eigenschaften, Dauerhaftigkeit sowie den resultierenden THG-Emissionen recherchiert. Es wurde eine Datenbank mit 94 DaTab. 1

Anzahl und Quelle der betrachteten Datensätze Number and source of the analysed data records

tensätzen aus verschiedenen Literaturquellen aufgebaut, die die folgenden Eigenschaften der Betone enthält: (a) Zementgehalt; (b) Zementzusammensetzung; (c) w/zWert; (d) Wassergehalt; (e) Leimgehalt; (f) Klinkergehalt; (g) Klinkerfaktor; (h) THG-Emissionen; (i) Druckfestigkeit; (j) Karbonatisierungsrate; (k) Chloridmigratonskoeffizient; (l) Frost-Widerstand und (m) Frost-Tausalzwiderstand. In den einbezogenen Literaturquellen waren zumeist nicht zu jeder der genannten Eigenschaften Angaben enthalten. Entsprechend sind die einzelnen Datensätze z. T. nicht vollständig (vgl. Tab. 1). Darüber hinaus variierten die betontechnologischen Eigenschaften der Betone. Tab. 2 fasst die Eigenschaften der betrachteten Betonzusammensetzungen zusammen. Der Fokus der Betrachtungen wurde auf ternäre Bindemittelzusammensetzungen gelegt. Es wurden sowohl Zusammensetzungen nach DIN EN 197-1 [18] (CEM II/A und CEM II/B) bzw. DIN EN 197-5 [14] (CEM II/C) als auch Zusammensetzungen außerhalb der normativen Grenzwerte (sogenannte CEM-X-Zemente) untersucht. Die betrachteten Bindemittel waren wie folgt zusammengesetzt: – CEM I (als Referenz) – CEM II/M (S-LL) – Klinkerfaktor 0,7 bis 0,2 – CEM II/M (S-V) – Klinkerfaktor 0,45 bis 0,3 – CEM II/M (V-LL) – Klinkerfaktor 0,5 Da nicht in jeder Literaturquelle Angaben zu den resultierenden THG-Emissionen der Betonzusammensetzungen enthalten waren, wurden die Werte der resultierenden THG-Emissionen auf Basis der Angaben zur Betonzusammensetzung und unter Annahme einzelner spezifischer THG-Emissionen für die verschiedenen Ausgangsstoffe berechnet. Die hierbei getroffenen Annahmen sind in Tab. 3 aufgeführt. Ausgangspunkt für die Bewertung des Nachhaltigkeitspotenzials von Beton ist Tab. 3

Global Warming Potential – Daten der Ausgangsstoffe Global Warming Potential data

Eigenschaft

Datensätze

Datenquellen

Druckfestigkeit

46

[15, 16, 19]

Karbonatisierungsrate

84

[15–17, 20]

Klinker (CEM I)

0,798

[4]

Chlorideindringwiderstand

45

[15, 16, 19–21]

Kalksteinmehl

0,028

[4]

Frostwiderstand

32

[15, 16, 19, 20]

Hüttensand

0,114

[4]

Frost-Tausalzwiderstand

9

[15, 19, 20]

Steinkohlenflugasche

0,200

[26]

4

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Ausgangsstoff

GWP

Datenquelle

(kg CO2/kg)

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die standardisierte Ermittlung ihrer Umweltwirkungen in einer sogenannten Ökobilanz, wie sie z. B. in DIN EN 14040 [22] und DIN EN 14044 [23] beschrieben ist. Die Umweltauswirkungen, die sich aus der Herstellung von 1 m3 Beton ergeben, können berechnet werden, indem die Auswirkungen, die sich aus der Herstellung jedes Ausgangsstoffs ergeben, mit der Menge der im Beton verwendeten Ausgangsstoffe multipliziert und die einzelnen Auswirkungen addiert werden. Die resultierenden THG-Emissionen GWPCO2 e können mittels Gl. (1) berechnet werden. Die THG-Emissionen, die durch den Transport der Ausgangsstoffe zum Betonwerk entstehen, werden in dieser Gleichung vernachlässigt. Hier muss jedoch darauf hingewiesen werden, dass diese Werte bis zu ca. 15 % der Gesamt-THG-Emissionen ausmachen können.

GWPCO2 e ¼

X

ni · pi;CO2 e

(1)

Dabei sind ni der Anteil des Ausgangsstoffs und pi;CO2 e die spezifischen CO2-Emissionen, die mit der Produktion des Ausgangsstoffs verbunden sind.

Die resultierenden THG-Emissionen der Zement- bzw.

Klinkerherstellung dominieren die Umweltauswirkungen bei der Herstellung von 1 m3 Beton. Für Beton der Festigkeitsklassen C20/25–C50/60 liegen die resultierenden Emissionen aus der Zementherstellung zwischen 82,4 und 84,2 % der Gesamtemissionen [24, 25]. Dementsprechend wurden die THG-Emissionen in diesem Beitrag vereinfacht mit Gl. (2) berechnet.

GWPCO2 e ¼

�X

� ni;binder · pi;binder;CO2 e · mi

(2)

Demnach wurden nur die Anteile der einzelnen Ausgangsstoffe im Bindemittel bzw. Zement (ni,binder) mit den entsprechenden spezifischen CO2-Emissionen (pi;binder;CO2 e ) einzeln bilanziert. Die Konstante mi be-

Bild 2

rücksichtigt den Anteil anderer Ausgangsstoffe (Gesteinskörnung, Wasser, Fließmittel etc.) neben dem Zement. Wie oben beschrieben, wurde mi vereinfacht als Konstante von mi = 1,17 angenommen. Tab. 3 zeigt zusammenfassend die GWP-Daten der betrachteten Ausgangsstoffe der Bindemittel.

4

Ergebnisse

4.1

Treibhausgas-Emissionen

Aus Bild 2 wird deutlich, dass ein nahezu linearer Zusammenhang zwischen dem Klinkergehalt und den Treibhausgas-Emissionen der betrachteten Betonzusammensetzungen besteht. Mit zunehmendem Klinkergehalt steigen die THG-Emissionen linear an. Dies ist zum einen auf die vereinfachende Annahme zur Berechnung der THG-Emissionen zurückzuführen (vgl. Abschnitt 3).

Aber auch bei einer detaillierten Berechnung der THGEmissionen von Beton ist der Klinkergehalt im Zement der maßgebende Einflussfaktor [2]. Dies zeigt sich auch bei Betrachtung der THG-Emissionen als Funktion des Klinkerfaktors (vgl. Bild 2 rechts). So sind bei einem Klinkerfaktor von 1,0 (Betone mit reinem Portlandzementklinker CEM I) Werte in einem Bereich zwischen 317 kg CO2/m3 und 500 kg CO2/m3 erkennbar, was auf die Unterschiede im Zementgehalt der in der Literatur dokumentierten Betone zurückzuführen ist. Außerdem lässt sich der Einsatz unterschiedlicher SCMs bei den THGEmissionen der Betone mit einem Klinkerfaktor von �0,50 beobachten. Je nach Menge und Verhältnis der verwendeten SCMs ergeben sich aufgrund der unterschiedlichen GWP-Werte der Stoffe (vgl. Tab. 3) geringfügig unterschiedliche THG-Emissionen für die einzelnen Betonzusammensetzungen.

THG-Emissionen als Funktion des Klinkergehalts (links) und THG-Emissionen als Funktion des Klinkerfaktors (rechts) aller betrachteten Betonzusammensetzungen CO2-emissions as a function of the clinker content (left) and CO2-emissions as a function of the clinker factor

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T. Schack, M. Haist: Concretes with ternary clinker-efficient cements

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5

1

T. Schack, M. Haist: Betone mit ternären klinkereffizienten Zementen

4.2

Frischbetoneigenschaften

Eine Bewertung der Frischbetoneigenschaften (Konsistenz, Homogenität etc.) in Abhängigkeit von den THGEmissionen ist nicht zielführend, da diese Eigenschaften zumeist durch Betonzusatzmittel ausgesteuert werden.

Vielfältige systematische Untersuchungen und Literaturstudien zeigen jedoch, dass bei Verwendung von ternären klinkereffizienten Zementen problemlos übliche Konsistenzen eingestellt werden können [9, 13, 17]. Beispielhaft zeigt Bild 3 die maximale Wasserabsonderung von Betonzusammensetzungen mit unterschiedlichen Zementarten in Abhängigkeit vom w/z-Wert. Das Wasserrückhaltevermögen der Betone wurde mit dem Bluteimerversuch in Anlehnung an [27] geprüft. Abweichend davon wurde bei den durchgeführten Untersuchungen die Verdichtungsenergie unabhängig von der Konsistenz der Betone konstant beibehalten (Befüllung zweilagig; Verdichtung je Lage 15 s bei 4500 U/min.). Aus diesen exemplarischen Untersuchungsergebnissen wird ersichtlich, dass erwartungsgemäß sowohl der w/z-Wert bzw. der Wassergehalt als auch die Zementart das Wasserrückhaltevermögen der Betone signifikant beeinflusst. Im Vergleich ternärer Zementarten mit Steinkohlenflugasche (V) und Kalksteinmehl (LL) mit unterschiedlichen Substitutionsraten (A!B!C) in Bild 3 (rechts) zeigt sich, dass mit zunehmender Substitutionsrate die maximale Wasserabsonderung bei jeweils konstantem w/z-Wert deutlich abnimmt.

Der erhöhte Einsatz der SCMs wirkt sich demnach positiv auf das Wasserrückhaltevermögen der Betone aus.

4.3

Druckfestigkeit

Eine Bewertung der ökologischen Leistungsfähigkeit anhand der Druckfestigkeit und der THG-Emissionen von Beton ist in der Literatur umfassend dokumentiert.

Daminelli et al. [28] stellen sowohl die Bindemittelintensität (bi) als auch die CO2-Intensität (ci) zur Bewertung der ökologischen Leistungsfähigkeit von Betonen vor.

Die Bindemittelintensität (bi) beschreibt die Gesamtmenge an reaktivem Bindemittel, die erforderlich ist, um 1 MPa Druckfestigkeit in 1 m3 Beton zu erreichen. Demgegenüber beschreibt die CO2-Intensität (ci) die THGEmissionen, die erforderlich sind, um 1 MPa Druckfestigkeit in 1 m3 Beton zu erreichen. Studien zu klinkerreduzierten Betonen zeigen, dass der reaktive Bindemittelgehalt, der zur Erzielung einer Druckfestigkeit von 1 MPa erforderlich ist, unabhängig von der gewünschten Festigkeit auf Werte unter 5 kg/(m3 MPa) reduziert werden kann [29].

Bild 4 zeigt die Bindemittelintensität bi (links) sowie die CO2-Intensität ci (rechts) als Funktion der Druckfestigkeit für Betone mit unterschiedlichen ternären klinkereffizienten Zementen. Die Bindemittelintensität dieser Betone nimmt vergleichbar mit den Daten aus [28] mit zunehmender Druckfestigkeit exponentiell ab. Dabei liegen die Daten der Betone mit klinkereffizienten Zementen jeweils am unteren Rand des Datensatzes aus [28]. In Bild 4 (rechts) ist erkennbar, dass sich die Datensätze der Betone mit klinkereffizienten Zementen sehr gut den in [30] angegebenen durchschnittlichen ci-Werten für unterschiedliche Szenarien einordnen. Ebenfalls deutlich zu erkennen ist die positive Wirkung von betontechnologischen Maßnahmen auf die CO2-Intensität ci, wie z. B. die Absenkung des w/z-Werts oder die Optimierung der Bindemittelgranulometrie.

4.4

Karbonatisierungswiderstand

Bild 5 zeigt die resultierenden THG-Emissionen als Funktion der Karbonatisierungsrate aller betrachteten

Bild 3

Maximale Wasserabsonderung (ermittelt mit dem Bluteimer-Versuch [27]) von Betonen (Zementgehalt: 345 kg/m3 (konstant); A/B 16 natürliche Gesteinskörnung, Wesersand, Rundkorn; keine verfl. Zusatzmittel) mit unterschiedlichen Zementarten in Abhängigkeit vom w/z-Wert (links) und maximale Wasserabsonderung mit unterschiedlichen ternären Zementen mit Steinkohlenflugasche (V) und Kalksteinmehl (LL) in Abhängigkeit vom w/z-Wert (rechts) Maximum water separation (determined with the bucket test [27]) of concretes (cement content: 345 kg/m3 (constant); A/B 16, Weser, no superplasticizer) with different types of cement as a function of the w/c ratio (left) and maximum water separation with different ternary cements with fly ash (V) and limestone powder (LL) as a function of the w/c ratio (right)

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Bild 4

Bindemittelintensität bi als Funktion der Druckfestigkeit nach 28 d (links) und CO2-Intensität ci als Funktion der Druckfestigkeit nach 28 d (rechts) aller betrachteten Betonzusammensetzungen Binder intensity bi as a function of the compressive strength at 28 days (left) and CO2-intensity ci as a function of the compressive strength at 28 days (right) of all considered concrete compositions

Bild 5

THG-Emissionen als Funktion der Karbonatisierungsrate (links) und Klinkerfaktor als Funktion der Karbonatisierungsrate (rechts) aller betrachteten Betonzusammensetzungen CO2-emissions as a function of the carbonation rate (left) and clinker factor as a function of the carbonation rate (right) of all considered concrete compositions

Betonzusammensetzungen. Mit abnehmenden spezifischen THG-Emissionen ist eine stetige Zunahme der Karbonatisierungsrate erkennbar. Betone mit CEM I weisen mit bis zu 500 kg CO2/m3 die höchsten THG-Emissionen bei gleichzeitig den geringsten Karbonatisieurngsraten von unter 1,0 mm/a0,5 auf. Der Einsatz ternärer klinkereffizienter Zemente führt unabhängig von den Ausgangsstoffen (Hüttensand, Flugasche und Kalksteinmehl) zur Reduktion der THG-Emissionen, verbunden mit einer deutlichen Zunahme der Karbonatisierungsrate. Neben der Substitution des Klinkers sind jedoch weitere betontechnologische Parameter für die resultierende Karbonatisierungsrate entscheidend. Dies ist in Bild 5 (rechts) deutlich an der großen Bandbreite der Werte für die Karbonatisierungsrate bei konstantem Klinkerfaktor ersichtlich. So weisen die Betone z. B. bei einem konstanten Klinkerfaktor von 0,35 Karbonatisierungsraten in einem Wertebereich von 1,1 bis 11,5 mm/a0,5 auf. Neben

dem Substitutionsgrad wirkt sich insbesondere der w/zWert (wie nicht anders zu erwarten) stark auf die resultierende Karbonatisierungsrate aus.

Festzuhalten ist, dass es mit ternären klinkereffizienten Zementen möglich ist, Betone mit einem Klinkerfaktor abgesenkt auf bis zu 0,2 mit einem ausreichenden Karbonatisierungswiderstand für die XRC-Klassen XRC9, XRC7 und XRC5 (Festlegung der Klassen nach dem aktuellen Entwicklungsstand einer DAfStb-Richtlinie im DAfStb UA Dauerhaftigkeit D281 – detaillierte Beschreibung z. B. in [31] enthalten) zu entwerfen. Dabei müssen jedoch bei so einem geringen Klinkerfaktor entweder der w/z-Wert stark absenkt (w/z = 0,35) [15] oder granulometrische Optimierungen im Bindemittel [16] vorgenommen werden. Bei einem Klinkerfaktor von 0,5 und einem w/z-Wert von 0,50 gelingt die Einhaltung der Grenzwerte der XRC-Klassen XRC9, XRC7 und XRC5 Beton- und Stahlbetonbau 120 (2025), Heft 1

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T. Schack, M. Haist: Betone mit ternären klinkereffizienten Zementen

mit klinkereffizienten Zementen und resultierenden THG-Emissionen von etwa 150 kg CO2/m3.

4.5

Chlorideindringwiderstand

Bild 6 zeigt die THG-Emissionen als Funktion des Chloridmigrationskoeffizienten DCl aller betrachteten Betonzusammensetzungen. Deutlich ersichtlich ist, dass der Einsatz ternärer klinkereffizienter Zemente zu sehr geringen DCl-Werten kleiner 10,0 · 10@12 m2/s bei nahezu allen betrachteten Betonzusammensetzungen mit einem maximalen w/z-Wert von 0,55 führt. Einzige Ausnahmen sind ein Beton mit CEM II/M (V-LL) bei einem w/zWert von 0,55 sowie ein Beton mit nur 20 M.-% Klinkergehalt mit Hüttensand und Kalksteinmehl. Werden die maximalen w/z-Werte für die Expositionsklassen für XD2 bzw. XS2 sowie XD3 bzw. XS3 eingehalten, zeigen alle Betone mit den ternären klinkereffizienten Zementen DCl-Werte unterhalb des Grenzwerts nach [32] für die entsprechenden Expositionsklassen. Demnach führen ternäre klinkereffiziente Zemente zu Betonen mit einem hohen Chlorideindringwiderstand im Vergleich z. B. zu reinen Portlandzementbetonen (Bild 6). Zurückzuführen ist dies insbesondere auf den Hüttensandanteil im Bindemittel. Die positive Wirkung von Hüttensand auf den Chlorideindringwiderstand wurde in der Literatur bereits vielfach beschrieben und diskutiert [33, 34].

Zusammenfassend kann festgehalten werden, dass sich der Einsatz ternärer klinkereffizienter Zemente sowohl positiv auf die THG-Emissionen als auch auf den Chlorideindringwiderstand auswirkt bei Einhaltung der jeweiligen deskriptiven Grenzwerte. So kann der Chlorideindringwiderstand bei Betonen mit THG-Emissionen von 200 kg CO2/m3 bis unter 100 kg CO2/m3 und einem Klinkerfaktor von 0,5 bis 0,2 gegenüber Betonen mit einem höheren Klinkerfaktor und höheren THG-Emissionen deutlich gesteigert werden. Dabei ist zu beachten, dass eine ausreichende Menge entsprechender SCMs in den

ternären Zementen eingesetzt wird. Eine ausschließliche Substitution von Klinker durch inertes Kalksteinmehl bei konstantem w/b-Wert ist dagegen nicht zielführend und führt zu einer Abnahme des Chlorideindringwiderstands (Bild 6).

4.6

Frostwiderstand

Bild 7 zeigt die THG-Emissionen als Funktion des im CIF-Test [35] nach 28 Frost-Tauwechseln (FTW) ermittelten relativen dynamischen E-Moduls aller betrachteten Betonzusammensetzungen. Der relative E-Modul wird im CIF-Test als Maß für die innere Schädigung als maßgebendes Bewertungskriterium für den Frostwiderstand herangezogen. Nach [35] darf der relative E-Modul für einen ausreichenden Frostwiderstand innerhalb von 28 FTW einen Wert von 0,75 nicht unterschreiten. Betone mit reinem Portlandzement (CEM I) zeigen erwartungsgemäß die höchsten THG-Emissionen, verbunden mit einem rel. dyn. E-Modul >0,90 und demnach sehr hohem Frostwiderstand. Aber auch mit geringeren THG-Emissionen von bis zu 100 kg CO2/m3 können frostbeständige Betone mit ternären klinkereffizienten Zementen entworfen werden. Es zeigt sich, dass sogar Betone mit einem Klinkerfaktor von bis zu 0,2 einen ausreichenden Frostwiderstand aufweisen können. Dabei sind jedoch entweder granulometrische Optimierungen der Ausgangsstoffe des Bindemittels [16] oder eine signifikante Absenkung des w/z-Werts [13, 15] notwendig (vgl. Bild 4, rechts).

4.7

Frost-Tausalzwiderstand

Bild 8 zeigt die THG-Emissionen als Funktion der Oberflächenabwitterung im CDF-Test [35] nach 28 FTW aller betrachteten Betonzusammensetzungen. Die Oberflächenabwitterung wird im CDF-Test als maßgebendes Bewertungskriterium für den Frost-Tausalzwiderstand her-

Bild 6

THG-Emissionen als Funktion des Chloridmigrationskoeffizienten DCl (links) und Klinkerfaktor als Funktion des Chloridmigrationskoeffizienten DCl (rechts) aller betrachteten Betonzusammensetzungen CO2-emissions as a function of the chloride migration coefficient DCl (left) and clinker factor as a function of the chloride migration coefficient DCl (right) of all considered concrete compositions

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Bild 7

THG-Emissionen als Funktion des relativen dynamischen E-Moduls nach 28 Frost-Tauwechseln im CIF-Test [34] (links) und Klinkerfaktor als Funktion des relativen dynamischen E-Moduls nach 28 Frost-Tauwechseln im CIF-Test [35] (rechts) aller betrachteten Betonzusammensetzungen CO2-emissions as a function of the relative dynamic elastic modulus (left) and clinker factor as a function of the relative dynamic elastic modulus (right) of all considered concrete compositions

Bild 8

THG-Emissionen als Funktion der Oberflächenabwitterung im CDF-Test [35] nach 28 Frost-Tauwechseln (links) und Klinkerfaktor als Funktion der Oberflächenabwitterung im CDF-Test [35] nach 28 Frost-Tauwechseln (rechts) aller betrachteten Betonzusammensetzungen CO2-emissions as a function of the surface scaling after 28 freeze-thaw cycles (left) and clinker factor as a function of the surface scaling after 28 freeze-thaw cycles (right) of all considered concrete compositions

angezogen. Nach [35] darf die Oberflächenabwitterung für einen ausreichenden Frost-Tausalzwiderstand innerhalb von 28 FTW eine Abwitterungsmenge von 1500 kg/m2 nicht überschreiten. Erwartungsgemäß ist zu erkennen, dass der Beton mit CEM I das Kriterium mit einer Abwitterungsmenge von 0,34 kg/m2 deutlich unterschreitet, aber auch sehr hohe THG-Emissionen von 420 kg CO2/m3 aufweist. Die Reduktion der THG-Emissionen infolge des Einsatzes ternärer klinkereffizienter Zemente führt zu deutlich erhöhten Abwitterungsmengen nach 28 FTW. Die Mehrzahl der betrachteten Betone mit diesen Zementen erfüllt nicht das maßgebende Bewertungskriterium von 1500 kg/m2 nach [35]. In Bild 8 (rechts) ist deutlich zu erkennen, dass der Frost-Tausalzwiderstand bei den betrachteten Betonen stark vom Klinkerfaktor abhängig ist. Mit abnehmendem Klinkerfaktor

ist tendenziell eine potenzielle Zunahme der Oberflächenabwitterung nach 28 FTW zu erkennen. Auffällig ist, dass Betone mit CEM II/C-M (S-LL) mit einem angenommenen Klinkerfaktor von 0,57 eine große Spreizung der Abwitterungsmengen von 1,0 kg/m2 bis 2,4 kg/m2 aufweisen. Die Mehrheit dieser Betone zeigt Abwitterungsmengen unterhalb des Grenzwerts von 1500 kg/m2. Dieser große Wertebereich der Abwitterungsmengen zeigt, dass insbesondere die Zementzusammensetzung bzw. die Eigenschaften der einzelnen Ausgangsstoffe im Zement in Verbindung mit dem w/z-Wert für einen ausreichenden Frost-Tausalzwiderstand entscheidend sind. Es gilt zu beachten, dass zum Klinkergehalt dieser Betone keine genaue Angabe in der Literatur vorlag, sodass hier ein mittlerer Klinkergehalt von 57 M.-% angenommen wurde.

Nach DIN EN 197-5 [14] darf der Klinkergehalt bei CEBeton- und Stahlbetonbau 120 (2025), Heft 1

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T. Schack, M. Haist: Betone mit ternären klinkereffizienten Zementen

M II/C-M zwischen 50 und 64 M.-% variieren, sodass die große Spreizung der Daten ggf. infolge unterschiedlicher Klinkergehalte in der genannten Bandbreite resultiert.

5

Zusammenfassung

Im vorliegenden Beitrag wurde die technische Leistungsfähigkeit von Betonen mit signifikant reduzierten spezifischen THG-Emissionen auf Basis ternärer klinkereffizienter Zemente vergleichend betrachtet und diskutiert.

Anhand einer systematischen Literatursichtung wurden Daten von Betonen sowohl zur Zusammensetzung als auch zu den mechanischen Eigenschaften, zur Dauerhaftigkeit sowie zu den spezifischen THG-Emissionen der Betone recherchiert und eine Datenbank mit 94 Datensätzen aus verschiedenen Literaturquellen aufgebaut.

Auf Basis der betrachteten Literaturdaten konnten die mechanischen sowie dauerhaftigkeitsrelevanten Eigenschaften unter Berücksichtigung der resultierenden THG-Emissionen systematisch bewertet werden.

Es zeigt sich, dass der Einsatz klinkereffizienter Zemente signifikante Reduktionen der THG-Emissionen von Konstruktionsbetonen im klassischen Hochbau ermöglicht.

Im Hinblick auf den Karbonatisierungswiderstand kann festgehalten werden, dass bei einem Klinkerfaktor von 0,5 und einem w/z-Wert von 0,50 die Einhaltung der Grenzwerte der XRC-Klassen 9, 7 und 5 mit klinkereffizienten Zementen und resultierenden THG-Emissionen von etwa 150 kg CO2/m3 gelingt. Eine weitere Absenkung des Klinkerfaktors erfordert zur Einhaltung der Grenzwerte entweder eine starke Absenkung des w/z-Werts bzw. die granulometrische Optimierung des Bindemittels.

Der Einsatz ternärer klinkereffizienter Zemente wirkt sich bei Einhaltung der jeweiligen deskriptiven Grenzwerte positiv auf den Chlorideindringwiderstand aus. So kann der Chlorideindringwiderstand bei Betonen mit THG-Emissionen von 200 kg CO2/m3 bis unter 100 kg CO2/m3 und einem Klinkerfaktor von 0,5 bis 0,2 deutlich gesteigert werden. Frostbeständige Betonte können ebenfalls mit geringeren THG-Emissionen reduziert auf bis zu 100 kg CO2/m3 mit ternären klinkereffizienten Zementen hergestellt werden. In weiteren systematischen Auswertungen gilt es zukünftig, die Datenbank mit Datensätzen insbesondere zu klinkereffizienten Zementen vom Typ CEM II/C-M (V-LL) und auch CEM II/C-M (S-F) zu erweitern und somit in die Bewertung zu integrieren.

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[25] Institut Bauen und Umwelt e. V. (IBU) [Hrsg.] (2023) Umweltproduktdeklaration nach /ISO 14025/ und /EN 15804/ – Beton der Druckfestigkeitsklasse C 50/60, Deklarationsnummer: EPD-IZB-20230424-IBA1-DE. Berlin.

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Autor:innen Dr.-Ing. Tobias Schack (Korrespondenzautor:in) t.schack@baustoff.uni-hannover.de Leibniz Universität Hannover Institut für Baustoffe Appelstraße 9 A 30167 Hannover

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[31] Müller, C.; Palm, S. (2024) Dauerhaftigkeit von Beton – Konzepte heute und morgen insbesondere am Beispiel der Carbontosierung; Teil 2. beton 7+8. S. 304–311.

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T. Schack, M. Haist: Concretes with ternary clinker-efficient cements

Zitieren Sie diesen Beitrag Schack, T.; Haist, M. (2025) Betone mit ternären klinkereffizienten Zementen – Review der mechanischen Leistungsfähigkeit und Dauerhaftigkeit unter Berücksichtigung der THG-Emissionen. Beton- und Stahlbetonbau 120, H. 1, S. 2–11. https://doi.org/10.1002/best.202400082 Dieser Aufsatz wurde in einem Peer-Review-Verfahren begutachtet.

Eingereicht: 26. Oktober 2024; angenommen: 13. November 2024.

Prof. Dr.-Ing. Michael Haist haist@baustoff.uni-hannover.de Leibniz Universität Hannover Institut für Baustoffe Appelstraße 9 A 30167 Hannover

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DOI: 10.1002/best.202400075

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Sebastian Kuhn, Tânia Feiri, Udo Wiens, Marcus Ricker

Anwendung der neuen THG-Richtlinie des DAfStb zur Bewertung praxisrelevanter Deckensysteme in Massivbauweise Die deutsche Bundesregierung strebt die Erreichung der Treibhausgasneutralität bis 2045 an. Zur Unterstützung dieses Vorhabens hat der Deutsche Ausschuss für Stahlbeton (DAfStb) in einer technischen Richtlinie Reduktionsklassen für die Treibhausgasemissionen von Tragwerken definiert, sogenannte Treibhausgas-Minderungsklassen (TM). In der Praxis stellt die Reduzierung von Treibhausgasemissionen, ohne die Leistungsfähigkeit des Tragwerks hinsichtlich Tragfähigkeit und Bauphysik zu beeinträchtigen, eine Herausforderung dar.

Da in der frühen Entwurfsphase die Möglichkeiten zur Emissionsminderung bei der Erstellung von Tragwerken am größten sind, werden in dieser Untersuchung drei verschiedene Massivdeckensysteme im Hinblick auf ihre Treibhausgasemissionen und die Erfüllung der TM bewertet. Dabei wird neben Spannweiten, Belastungen, Betondruckfestigkeit und Zementzusammensetzung auch der Bemessungsansatz variiert. Die Ergebnisse zeigen, dass die Kombination von modernen Zementen mit optimierten Bemessungsansätzen großes Potenzial für Emissionseinsparungen bietet. Die in der technischen Richtlinie definierten Klassen bis TM-30 können mit konventionellen Lösungen wie Ortbetondecken eingehalten werden.

Soll TM-40 oder TM-50 mit nicht vorgespannten Systemen erreicht werden, muss die Bemessung bzw. die Zementwahl optimiert werden. Für größere Spannweiten und höheren TM sind optimierte Deckensysteme, wie z. B. Spannbeton-Hohlplatten, in Kombination mit modernen Zementen erforderlich.

Application of the new THG guideline of the DAfStb for the evaluation of practice-relevant slab systems using solid structures The German Federal Government intends to achieve greenhouse gas neutrality by 2045. In this context, the German Committee for Structural Concrete (DAfStb) has specified in a technical guideline a set of reduction classes (TM) for the greenhouse gas emissions of structural systems. However, the wide scope of the design space means that, in practice, it remains challenging to design for minimal or reduced greenhouse gas emissions without any loss of structural performance. As the possibilities for reducing emissions in the construction of load-bearing structures are greatest in the early design phase, three different solid floor systems are evaluated in this study with regard to their greenhouse gas emissions and fulfilment of the TM. To this, the design approach varies alongside span widths, loading conditions and concrete classes with different cement mixtures. The results indicate that the combination of modern cements with optimised design approaches offers great potential for emission savings.

The classes up to TM-30 defined in the technical guideline can be achieved with conventional solutions such as cast-in-situ concrete floors. If TM-40 or TM-50 is to be achieved with nonprestressed systems, the design and choice of cement must be optimised. For larger spans and higher TM, optimised floor systems, such as prestressed hollow core slabs, must be selected in combination with modern cement mixtures.

Stichworte Deckensysteme; Treibhausgas-Minderungsklassen; nachhaltige Tragwerksplanung; Klimaneutralität

Keywords floor slab systems; greenhouse gas emission reduction targets; sustainable structural design; climate neutrality

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behörden [4]. In diesem Zusammenhang wurden bereits mehrere Initiativen zur Information der Fachöffentlichkeit über das nachhaltige Bauen mit Beton ergriffen. Eines dieser Projekte ist die Erstellung des Leitfadens „Grundsätze des nachhaltigen Bauens mit Beton“ [6] (auch bekannt als GrunaBau) durch den Deutschen Ausschuss für Stahlbeton e. V. (DAfStb). Der Leitfaden versteht sich als Vorstufe für eine mögliche Nachhaltigkeitszertifizierung und zeigt auf, wie nachhaltige Planungsund Baupraktiken unter Einhaltung der bereits bestehenden Regeln durchgeführt werden können [7]. Ergänzend zur GrunaBau hat der DAfStb an der Erstellung weiterer, in diesem Themenumfeld relevanter Dokumente mitgewirkt, wie z. B. [8–10].

Allgemeines

Die Europäische Union (EU) hat sich zum Ziel gesetzt, bis 2050 die Klimaneutralität (d. h. Netto-Null-Treibhausgasemissionen) zu erreichen (z. B. [1, 2]). Die deutsche Bundesregierung hat dieses Ziel mit dem Bundes-Klimaschutzgesetz auf 2045 vorgezogen [3]. Laut Angabe der EU sind Gebäude für 40 % des Energieverbrauchs und 36 % der gesamten Treibhausgasemissionen in der EU verantwortlich [2], sodass in diesem Sektor in Zukunft erhebliche Einsparmaßnahmen erforderlich werden. Der klimaneutrale Massivbau wird als große Herausforderung für den Bausektor angesehen, gilt aber als möglich (z. B. [4, 5]). Zur Erreichung dieses Zieles ist die Beteiligung der gesamten Wertschöpfungskette erforderlich, also u. a. von Investoren, Bauherren, Planern, Konstrukteuren, Bauunternehmen und Vertretern der Bauaufsichts12

Wiley VCH 2501 / 385022

Im Jahr 2024 wurde die technische Richtlinie „Treibhausgasreduzierte Tragwerke aus Beton, Stahlbeton oder

© 2024 Ernst & Sohn GmbH, Berlin. Beton- und Stahlbetonbau 120 (2025), Heft 1

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Spannbeton“ (THG-Richtlinie) [11] veröffentlicht. In dieser werden Anforderungen und Maßnahmen für den Bau von massiven Tragstrukturen definiert, um die nationalen und internationalen Vorgaben zur Treibhausgasreduzierung einzuhalten, ohne jedoch die Auswahl der Bauweise einzuschränken (z. B. kann die Richtlinie für Bauteile aus faserverstärktem Beton angewendet werden). Die neue DAfStb-Richtlinie besteht aktuell aus zwei Teilen: – Teil 1 definiert die grundlegenden Anforderungen an treibhausgasreduzierte Tragwerke und – Teil 2 regelt Deckensysteme.

Die Treibhausgasemissionen jedes Tragsystems oder Bauteils hängen von den individuellen Randbedingungen (z. B. Spannweite und Belastung), dem gewählten Bemessungsansatz und den Materialeigenschaften (z. B. Betondruckfestigkeitsklasse und Art der Zementzusammensetzung) ab. Dies wirft die Frage auf, wie die vorgeschlagenen Reduktionsziele mit den derzeit am häufigsten verwendeten Tragsystemen erreicht werden können. Der vorliegende Beitrag konzentriert sich auf die Bewertung des Treibhausgasausstoßes verschiedener Massivdeckensysteme, da diese insbesondere bei mehrgeschossigen Gebäuden die Möglichkeiten bieten, erhebliches Betonvolumen und folglich auch Emissionen einzusparen [9, 12–14].

Ziel ist es zu untersuchen, welche der in der THG-Richtlinie [11] festgelegten Reduktionsklassen mit den ausgewählten Massivdeckensystemen erreicht werden können und welche Auswirkungen sich dadurch für die derzeitige Planungspraxis ergeben. Zu diesem Zweck werden drei gängige Deckensysteme im Kontext eines typischen mehrgeschossigen Wohn-/Bürogebäudes bewertet. Dazu werden der verwendete Bemessungsansatz, die Spannweite, die Einwirkungen, die Betondruckfestigkeitsklasse und die Zementzusammensetzung im Rahmen einer Parameterstudie variiert.

2

Treibhausgas-Minderungsklassen

Die in der THG-Richtlinie [11] definierten TreibhausgasMinderungsklassen (TM) zielen darauf ab, die Treibhausgasemissionen von Tragwerken bereits in der Planungsphase zu begrenzen. Der Referenzwert ist für das Bezugsjahr 2020 definiert, die TM geben die prozentuale Abminderung dieses Referenzwerts an. Aus jeder Treibhausgas-Minderungsklasse ergibt sich ein relativer Grenzwert αGWP , welcher für die Nachweisführung nach Gl. (1) verwendet wird [11]. � �

P

�

P

�Eco � αGWP

GWP funktionales Äq: GWP funktionales Äq:

Ref

(1)

mit: GWP

Global Warming Potential [kg CO2e] der Module A1–A3, C3 und C4 nach DIN EN 15804 funktionales Äq: quantifizierte funktionalen Anforderungen und/oder technische Anforderungen an das Tragwerk oder ein zusammengesetztes Bauteil, die als Grundlage für die Vergleiche dienen (z. B. 1 m2 Decke) In Tab. 1 sind die Treibhausgas-Minderungsklassen mit den jeweiligen Grenzwerten dargestellt. Dabei wird zwischen Wohn- und Nichtwohngebäuden bzw. Bürogebäuden nach dem QNG-System [15] unterschieden. Aufgrund der großen Relevanz von Deckensystemen auf die Treibhausgasemissionen des Gesamttragwerks werden in Teil 2 der Richtlinie deren Grenzwerte näher spezifiziert.

Dabei hängt der Referenzwert GWPRef;i von der Spannweite Li ab und kann mit den Gln. (2), (3) [11] bestimmt werden: GWPRef,i ¼ 40 ·

pffiffiffiffiffi Li ½kg CO2 e/m2 �

(2)

0 ½m� � Li � 10 ½m� GWPRef,i ¼ 126,5 ½kg CO2 e/m2 �

(3)

10 ½m� � Li � 15 ½m�

Hierbei ist Li die Spannweite [m] des betrachteten Deckenbauteils i. Daraus ergibt sich die in Bild 1 dargestellte Kurvenschar der Treibausgasminderungsklassen in Abhängigkeit von der Spannweite.

Tab. 1

Treibhausgas-Minderungsklassen TMxx für Tragwerke – Wohngebäude, Nichtwohngebäude und Bürogebäude [11] Greenhouse gas reduction classes TMxx for structural systems – Residential, non-residential and office buildings [11]

TreibhausgasMinderungsklasse TMxx

αGWP;t

Zulässige Grenzwerte für die Emissionen des Tragwerks [kg CO2 e/m2BGF ] Wohngebäude

Nichtwohngebäude und Bürogebäude

TMRef

1

250

320

TM-10

0,90

225

288

TM-20

0,80

200

256

TM-30

0,70

175

224

TM-40

0,60

150

192

TM-50

0,50

125

160

TM-60

0,40

100

128

TM-70

0,30

75

96

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3.2

Untersuchte Deckensysteme

Im Rahmen der Untersuchung wurden die folgenden drei Massivdeckensysteme untersucht: – Ortbetondecke – Elementplattendecke (Halbfertigteildecke) – Spannbeton-Hohlplatten Ortbeton- und Elementplattendecken stellen vor allem im Bürobau den Großteil der verwendeten Deckensysteme dar [17], weshalb diese für diese Untersuchung herangezogen wurden. Bei der Verwendung von SpannbetonHohlplatten ist eine deutliche Reduktion der THG-Emissionen zu erwarten, weshalb dieses Deckensystem als Alternative untersucht wurde. Neben diesen Systemen sind in Deutschland auch Flachdecken und Ortbetonhohlkörperdecken üblich, welche aber im Zuge dieser Untersuchung nicht betrachtet wurden.

Bild 1

Treibhausgas-Minderungsklassen für Deckensysteme (Quelle: Eigene Darstellung nach [11]) Greenhouse gas emission reduction targets for floor slab systems

3

Bemessung und Variablen

3.1

Allgemeines

Das im DAfStb-Heft 588 [9] beschriebene Beispielgebäude (Stadtbaustein genannt) wurde für diese Untersuchung verwendet (Bild 2). Dieses Gebäude bildet ein typisches mehrgeschossiges Gebäude für eine Büro- und Wohnnutzung ab. In dieser Untersuchung wurden im Wesentlichen die geometrischen Gegebenheiten der Standardvariante aus [9] übernommen. Die Bemessung und die Ermittlung der Treibhausgasemissionen wurden mit der freien Programmiersprache R [16] erstellt, die aufgrund ihrer Vektororientierung sehr gut für Parameterrechnungen geeignet ist.

Bild 2

Beispielgebäude Stadtbaustein (Quelle: Eigene Darstellung nach [9]) Exemplary building in Stadtbaustein

14

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3.3

Bemessungsansätze

Die folgenden Bemessungsansätze wurden in dieser Untersuchung betrachtet: – Bemessungsansatz 1: Regulär – Bemessung mit einem Nachweis der Verformungen durch die Begrenzung der Biegeschlankheit. Dieser Nachweis ist meist maßgebend für die Deckenstärke. Es erfolgt eine Stützmomentenumlagerung und für die Biegebemessung wird das Stützmoment am Auflagerrand verwendet.

– Bemessungsansatz 2: Überhöhung – Durch die Anordnung einer Überhöhung kann der Durchhang reduziert werden und somit die Deckenstärke verringert werden.

Dafür ist eine Berechnung der Durchbiegung erforderlich.

– Bemessungsansatz 3: Moderner Zement – Die Bemessung in diesem Ansatz erfolgt analog zu Bemessungsansatz 1, allerdings wird die CO2-Bilanzierung hier mit einem modernen, CO2-reduzierten Zement durchgeführt.

– Bemessungsansatz 4: Überhöhung und moderner Zement – In diesem Bemessungsansatz werden die Ansätze 2 und 3 kombiniert, d. h. die Anordnung einer Überhöhung in Kombination mit einem modernen, CO2-reduzierten Zement.

Die Bemessung der verschiedenen Deckensysteme erfolgte unter Einhaltung der nach DIN EN 1992-1-1+NA(D) [18–21] erforderlichen Nachweise im Grenzzustand der Tragfähigkeit und der Gebrauchstauglichkeit. Die geführten Nachweise sind in Tab. 2 dargestellt. Bei dem Ansatz einer Überhöhung in den Bemessungsansätzen 2 und 4 wurde diese nach DIN EN 1992-1-1+NA(D) [18–21] auf den kleineren Wert aus 1/250 der Spannweite und der Durchbiegung infolge ständiger Last begrenzt. Bei Nichteinhaltung eines der aufgelisteten Nachweise wurde die Deckenstärke oder der Bewehrungsgehalt bis zur Erfüllung des Nach-

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Tab. 2

Geführte Nachweise in dieser Studie je Bemessungsansatz Limit states considered in the investigation and respective design approach

Bemessungsansätze

GZT

GZG

1

2

3

4

Biegung im Feld, inklusive Bewehrungswahl

3

3

3

3

Robustheitsbewehrung

3

3

3

3

Biegung im Stützbereich, inklusive Bewehrungswahl

3

3

3

3

Rotationsvermögen (Stützmomentenumlagerung)

3

3

3

3

Querkraft

3

3

3

3

Schubfuge (bei Elementdecken)

3

3

3

3

Rissbreite unter Last

3

3

3

3

Verformung (Biegeschlankheit)

3

3 3

Genaue Berechnung der Verformung

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weises erhöht. Für die Bemessung der Spannbeton-Hohlplatten wurde die Bemessungstabelle für die SpannbetonFertigdecke Typ VMM-VSD (Ketonia) [22] verwendet.

Dafür wurden die Biegemomente und Querkräfte ermittelt und mit den in der Bemessungstabelle angegebenen Widerständen verglichen. Die Nachweise in der vorliegenden Studie beschränken sich auf die ständige Bemessungssituation, vorübergehende (z. B. Bauzustände) und außergewöhnliche Bemessungssituationen (z. B. Anprall, Erschütterungen) wurden nicht berücksichtigt.

3.4

Bemessungsvariablen

3.4.1 Geometrische Randbedingungen und Belastungszustände Als System wurde ein einachsig gespanntes Drei-FeldDeckensystem gewählt: Die Ortbeton- und Elementplattendecken wurden als Drei-Feld-Durchlaufträger und die Spannbeton-Hohlplatten als drei Einfeldträger berechnet. Bild 3 zeigt schematisch die Geometrie des Deckensystems. Im Rahmen der durchgeführten Parameterstudie wurden die äußeren Spannweiten zwischen 4 und 8 m in Abschnitten von 0,5 m variiert. Mit diesem Spannweitenbereich wird ein Großteil des Anwendungsbereichs im Hochbau abgedeckt [17]. Die innere Spannweite lag konstant bei 3,6 m. Zusätzlich zum Konstruktionseigengewicht der Decke wurde eine Ausbaulast von 2 kN/m2 angesetzt. Die Bemessung erfolgte für zwei verschiedene Nutzlasten von 3,2 kN/m2 (2 kN/m2 Nutzlast + 1,2 kN/m2 Trennwandzuschlag) und 5 kN/m2. Die Lasten wurden nach den Vorgaben in DIN EN 1990+NA(D) [23–25] und DIN EN 1992-1-1+NA(D) [18–21] kombiniert, um das maximale Biegemoment sowie das maximale Stützmoment zu ermitteln.

Bild 3

Geometrie des Deckensystems (schematisch) Geometric configuration of the floor slab system (schematic)

3.4.2 Materialien In den Untersuchungen wurden insgesamt sechs Betone verwendet (Tab. 3). Diese unterscheiden sich neben der Druckfestigkeitsklasse in dem verwendeten Zement. Neben einem konventionellen (durchschnittlichen) Zement wurde eine moderne, CO2-reduzierte Zementsorte (CEM II/C-M) betrachtet. Die Auswahl der Betone bzw.

Zemente erfolgte anhand der in [7, 11] verfügbaren Daten, um die Vergleichbarkeit zu anderen Untersuchungen herzustellen.

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S. Kuhn, T. Feiri, U. Wiens, M. Ricker: Anwendung der neuen THG-Richtlinie des DAfStb zur Bewertung praxisrelevanter Deckensysteme in Massivbauweise Tab. 3

Betonzusammensetzungen Concrete configurations

Beton

Umweltproduktdeklaration (EPD)

Betondruckfestigkeitsklasse

Zement

Betonzusammensetzung (Mittelwerte(*) in %) Zement

Wasser

Gesteinskörnung

Flugasche und Gesteinsmehle

Zusatzmittel

1

[26]

C30/37

Konventionell(**)

13,3

6,9

77,1

2,60

0,1

2

[27]

C25/30

Modern(***)

12,4

7,5

77,4

2,60

0,1

3

[28]

C35/45

Konventionell(**)

14,55

6,9

76,45

2,0

0,1

4

[28]

C35/45

Modern(***)

14,55

6,9

76,45

2,0

0,1

5

[29]

C45/55

Konventionell(**)

15,65

6,55

75,5

2,15

0,15

6

[29]

C45/55

Modern(***)

15,65

6,55

75,5

2,15

0,15

(*) Die Mittelwerte wurden aus einer Spanne von Werten berechnet, die in der jeweiligen EPD angegeben sind. (**) Konventionelle/ Durchschnittliche Zementzusammensetzung [30]: 70 % Zementklinker, 18 % Hüttensand, 5 % Kalkstein, 0,5 % Flugasche, 0,5 % gebrannter Schiefer und 6 % Gips/Anhydrit. (***) Moderne Zementzusammensetzung [31]: 47 % Zementklinker, 28 % Hüttensand, 19 % Kalkstein und 6 % Gips/Anhydrit.

Aus Tab. 4 kann für die verschiedenen Deckensysteme die Zuordnung der Bemessungsansätze und der Betonzusammensetzung entnommen werden. Für den im Fertigteilwerk gefertigten Teil der Elementdecke wurde ein Beton C35/45 angesetzt, dessen Herstellung je nach Ansatz mit einem modernen oder konventionellen Zement bilanziert wurde. Die Ortbetonergänzung der Elementdecke wurde analog zur Ortbetondecke angesetzt. Für den Betonstahl wurde ein B500 und für die Spannstähle St 1470/1670 und St 1570/1770 verwendet. Der Einfluss der Schalung auf die CO2-Bilanz ist von untergeordneter Bedeutung und aufgrund des Variantenreichtums schwierig zu erfassen, sodass die Schalung in der Bilanzierung nicht berücksichtigt wurde.

3.4.3 Datengrundlagen zur Ermittlung der Treibhausgasemissionen

die Umweltauswirkungen in Module für verschiedene Lebenszyklusphasen aufgeschlüsselt angegeben. Dazu gehören die Materialgewinnung (Module A1–A3), die Herstellung (Module A4–A5), die Nutzungsphase (Module B1–B7), die Entsorgung (Module C1–C4) und die potenziellen Gutschriften und Lasten außerhalb der Systemgrenze (Modul D).

Tab. 5 enthält die Umweltauswirkungen der in dieser Studie verwendeten Materialien, wobei nur die Wirkungskategorie „Globales Erwärmungspotenzial“ (Global Warming Potential, GWP) untersucht wurde, welche die Treibhausgasemissionen angibt. Außerdem kann der Tabelle entnommen werden, welche Lebenszyklusphasen durch die Werte abgebildet werden. Die potenziellen Gutschriften und Lasten außerhalb der Systemgrenze (Modul D) wurden konsistent zur THG-Richtlinie nicht bilanziert.

Die Ermittlung der Treibhausgasemissionen von Deckensystemen wird in [32] beschrieben. Entscheidenden Einfluss auf die Ergebnisse hat dabei die Datengrundlage, welche für die Bilanzierung herangezogen wird. In dieser Untersuchung wurde auf Daten des DAfStb zurückgegriffen, welche in [7, 11] veröffentlicht sind. Diese Werte basieren auf Daten der ÖKOBAUDAT [33] sowie auf Umweltproduktdeklarationen (EPD) nach DIN EN 15804 [34]. Dort werden nach ISO 14025 [35] Tab. 4

Bemessungsansätze und untersuchte Betone für jedes Deckensystem Design approaches and concrete configurations adopted for each slab system

Deckensysteme

Bemessungsansätze

untersuchte Betone

1

2

3

4

1

2

Ortbetondecke

3

3

3

3

3

3

Elementplattendecke

3

3

3

3

3

3

Spannbeton-Hohlplatten

16

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3

3

3

4

5

6

3

3

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Tab. 5

Ermittlung der Treibhausgasemissionen (GWP) Quantification of greenhouse gas emissions (GWP)

Quelle für umweltrelevante Daten

Module A1–A3

C3

GWP C4 (kg CO2e/m3 Beton)

Betone Zusammensetzung 1

Tabelle B.1 in [11] (basiert auf [26, 30])

3

3

225

Zusammensetzung 2

Tabelle E5 in [7] und B.1 in [11] (basiert auf [27, 31])

3

3

164

Zusammensetzung 3

Tabelle B.1 in [11] (basiert auf [28, 30])

3

3

250

Zusammensetzung 4

Tabelle E5 in [7] und B.1 in [11] (basiert auf [28, 31])

3

3

201

Zusammensetzung 5

Tabelle B.1 in [11] (basiert auf [29, 30])

3

3

292

Zusammensetzung 6

Tabelle E5 in [7] und B.1 in [11] (basiert auf [29, 31])

3

3

235

Stahl

AUFSATZ ARTICLE

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(kg CO2e/t Stahl)

Betonstahl

Tabelle B.1 in [11]

3

Spannstahl

Tabelle B.1 in [11]

3

4

Ergebnisse und Diskussion

4.1

Erreichbare Treibhausgas-Minderungsklassen in Abhängigkeit vom Deckensystem

683 3

3

2470

4.1.1 Ortbetondecke In den folgenden Diagrammen sind die Treibhausgasemissionen der Decken als CO2-Äquivalent pro Quadratmeter Bruttogeschossfläche (kg CO2-Äq./m2) in Abhängigkeit von der Spannweite aufgetragen. Außerdem sind die in der THG-Richtlinie [11] definierten TreibhausgasMinderungsklassen dargestellt. Wie in Bild 4 zu erkennen ist, können die Anforderungen der TM-30 für die typischen Spannweiten für Ortbetondecken bis ca. 8 m mit allen Varianten erfüllt werden. Zur Erfüllung der TM-40 oder höher bedarf es bei Spannweiten größer als 6–7 m den Ansatz einer Überhöhung (Bemessungsansatz 2) oder die Verwendung eines CO2-reduzierten Zements (Bemessungsansatz 3). Soll die TM-50 erreicht werden, können kleine Spannweiten mit der kleineren Nutzlast (3,2 kN/m2) ohne weitere Optimierung realisiert werden, für die Spannweite von 8 m kombiniert mit einer Nutzlast von 5 kN/m2 muss neben der Überhöhung ein CO2-reduzierter Zement verwendet werden (Bemessungsansatz 4).

TM-60 ist für kleine Spannweiten erreichbar, wenn Bemessungsansatz 4 gewählt wird.

4.1.2 Elementplattendecke In Bild 5 sind die Ergebnisse für Elementplattendecken dargestellt. Aus konstruktiven Gründen ergeben sich bei Elementplattendecken meist geringfügig größere Deckenstärken sowie ein zusätzlicher Stahlbedarf zur Sicherstellung des Verbunds zwischen Fertigteil und Ortbetonergänzung. Dadurch und durch die höhere Betondruckfestigkeitsklasse des Fertigteils ergeben sich für Elementplattendecken höhere Treibhausgasemissionen als für eine Ortbetondecke mit gleicher Spannweite und Nutzlast. Dennoch kann die TM-30 für nahezu alle typi-

Bild 4

Treibhausgasemissionen für Ortbetondecken in Abhängigkeit von der Spannweite Greenhouse gas emissions of cast-in-situ slab systems in dependence of span width

schen Spannweiten ohne Optimierung der Bemessung (Bemessungsansatz 1) erreicht werden. TM-40 erfordert bereits bei mittelgroßen Spannweiten von ca. 5 m mindestens die Anordnung einer Überhöhung. Um diese Klasse für sehr große Spannweiten zu erreichen, wird die Verwendung eines CO2-reduzierten Zements erforderlich.

Sollen die Anforderungen der TM-50 erfüllt werden, bedarf es bereits bei sehr kleinen Spannweiten einer Optimierung der Bemessung oder der Wahl eines CO2-reduzierten Zements. Für Spannweiten größer als ca. 6 m ist

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Bild 5

Bild 6

Treibhausgasemissionen für Spannbeton-Hohlplatten in Abhängigkeit von der Spannweite Greenhouse gas emissions of precast prestressed hollow core slab systems in dependence of span width

Bild 7

Prozentualer Anteil der Treibhausgasemissionen der Deckensysteme im Vergleich zu den Emissionen der Ortbetondecke, die nach Bemessungsansatz 1 berechnet wurde (Nutzlast = 3,2 kN/m2) Relative greenhouse gas emissions of the slab systems in comparison to the emissions of cast-in-situ slabs designed with approach 1 (live load configuration of 3.2 kN/m2)

Treibhausgasemissionen für Elementplattendecken in Abhängigkeit von der Spannweite Greenhouse gas emissions of semi-precast slabs with lattice girders in dependence of span width

die TM-50 nur noch durch Bemessungsansatz 4 erreichbar.

TM-60 kann hier nicht erreicht werden.

4.1.3 Spannbeton-Hohlplatten Wie in Bild 6 zu erkennen ist, kann die TM-50 bei einer Nutzlast von 3,2 kN/m2, außer bei einer Spannweite von 4 m, ohne weitere Maßnahmen erreicht werden. Liegt eine Nutzlast von 5 kN/m2 vor, bedarf es der Verwendung eines CO2-reduzierten Zements (Bemessungsansatz 3), um TM-50 zu erreichen. Für Spannweiten zwischen 5 und 6 m ist bei einer Nutzlast von 3,2 kN/m2 und bei Verwendung von Bemessungsansatz 3 die Klasse TM-60 realisierbar.

4.2

Auswirkungen der Wahl des Bemessungsansatzes und des Betons auf die Treibhausgasemissionen der Deckensysteme

Bild 7 zeigt die relative Menge an Treibhausgasemissionen der verschiedenen Deckensysteme im Vergleich zu den Emissionen einer Ortbetondecke, die mit Bemessungsansatz 1 (reguläre Bemessung mit konventionellem Zement) und einer Nutzlast von 3,2 kN/m2 berechnet wurde. Für Bemessungsansatz 1 (Kreismarkierung) ergibt sich aus dem Diagramm, dass für eine Spannweite 18

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von 4 und 4,5 m die Ortbetondecke (grüne Linien) und ab 5 m die Spannbeton-Hohlplatten (blaue Linien) die geringsten Treibhausgasemissionen aufweisen. Je größer die Spannweite ist, desto größer ist das Einsparpotenzial durch die Verwendung von Spannbeton-Hohlplatten.

Bei einer Spannweite von 7 m, welche in der Praxis zum Teil als nicht vorgespannte Massivdecke ausgeführt wird [17], ergibt sich z. B. ein maximales Einsparpotenzial von ca. 28 %, wenn die Decke mit Spannbeton-Hohlplatten und einem CO2-reduzierten Zement anstatt als regulär bemessene Ortbetondecke ausgeführt wird. Wenn die Spannbeton-Hohlplatten mit einem durchschnittlichen Zement hergestellt werden, ergeben sich immer noch Einsparungen von ca. 16 %.

Die geringsten Treibhausgasemissionen werden bei Spannweiten bis ca. 6,5 m mit einer Ortbetondecke unter Verwendung von Bemessungsansatz 4 erreicht. Im Vergleich zur Standardvariante können so zwischen 25 und 30 % der Treibhausgasemissionen eingespart werden.

Für größere Spannweiten liefert die Verwendung von Spannbeton-Hohlplatten mit Bemessungsansatz 3 die geringsten Emissionen (Einsparung bis zu 35 %). In Bild 7 ist außerdem zu erkennen, dass Elementplattendecken stets höhere Treibhausgasemissionen aufweisen (rote Linien). Im Vergleich zur Ortbetondecke ergeben sich so mit Bemessungsansatz 1 höhere Emissionen im Bereich von 8 bis 14 %. Durch den optimierten Bemessungsansatz 4 kann im Vergleich zum Referenzsystem eine Einsparung von 13 bis 20 % der Treibhausgasemissionen erreicht werden. In Bild 8 ist das Diagramm analog zu Bild 7 für die Nutzlast von 5 kN/m2 dargestellt. Hier lassen sich dieselben Effekte wie bei der Nutzlast von 3,2 kN/m2 erkennen, die Einsparpotenziale liegen in derselben Größenordnung.

5

Zusammenfassung

Die Untersuchungen lassen folgende Schlussfolgerungen zu: – Die Anforderungen der Treibhausgas-Minderungsklassen bis TM-30 können mit den typischen Massivdeckensystemen meist ohne weitere Maßnahmen erfüllt werden.

– Soll die Treibhausgas-Minderungsklasse TM-40 erreicht werden, müssen bei Ortbetondecken und Elementplattendecken mit größeren Spannweiten Anpassungen bei der Bemessung und Zementauswahl vorgenommen werden.

– Die Klasse TM-50 ist mit den nicht vorgespannten Systemen nur mit einer optimierten Bemessung und einem CO2-reduzierten Zement erreichbar. Mit Spannbeton-Hohlplatten können die Anforderungen dieser Klasse bei einer Nutzlast von 3,2 kN/m2 ohne weitere Maßnahmen erfüllt werden.

– Die Anforderungen der Klasse TM-60 können mit Ortbetondecken bis zu einer Spannweite von 6 m bei Verwendung von Bemessungsansatz 4 erfüllt werden. Bei

Bild 8

Prozentualer Anteil der Treibhausgasemissionen der Deckensysteme im Vergleich zu den Emissionen der Ortbetondecke, die nach Bemessungsansatz 1 berechnet wurde (Nutzlast = 5 kN/m2) Relative greenhouse gas emissions of the slab systems in comparison to the emissions of cast-in-situ slabs designed with approach 1 (live load configuration of 5 kN/m2)

Spannbeton-Hohlplatten ist dies für Spannweiten zwischen 5 und 6 m bei einer Nutzlast von 3,2 kN/m2 und Bemessungsansatz 3 möglich.

– Der Vergleich der Deckensysteme zeigt, dass mit den bereits verfügbaren Bemessungsansätzen und Materialien unmittelbar signifikant Treibhausgasemissionen eingespart werden können. Dies wurde auch schon in anderen Studien gezeigt (z. B. [36–38]).

– Aufgrund der geografisch beschränkten Verfügbarkeit von CO2-reduzierten Zementen muss je nach Bauprojekt individuell entschieden werden, welches Vorgehen zu den geringsten Treibhausgasemissionen führt.

6

Ausblick

Die Studie zeigt, dass bereits zum jetzigen Zeitpunkt unmittelbar Treibhausgasemissionen im Vergleich zum Referenzzustand eingespart werden können. Dabei sind keine oder nur sehr geringe architektonische Anpassungen notwendig. Die Treibhausgas-Minderungsklassen schaffen durch die Festlegung von Grenzwerten den Anreiz, das Tragwerk hinsichtlich seiner GWP-Emissionen zu optimieren, und motivieren gleichzeitig dazu, die Betonbauweise mit neuen, derzeit noch unbekannten Lösungen, bis zur Klimaneutralität im Jahr 2045 weiterzuentwickeln.

Durch eine Ausweitung dieser Studie auf andere Deckensysteme (z. B. Holz-Beton-Verbunddecken) kann Beton- und Stahlbetonbau 120 (2025), Heft 1

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überprüft werden, welche Treibhausgas-Minderungsklassen der THG-Richtlinie jeweils erreicht werden können und wie sich diese Systeme im Vergleich zu den hier untersuchten Decken einordnen. Weiterhin sollten in weiterführenden Untersuchungen die Belange der Bauphysik stärker berücksichtigt werden, bspw. die Auswirkungen der Ergebnisse der hier vorgestellten Untersuchung auf die Wärme- und insbesondere die Schalldämmeigenschaften der Bauteile. Der neue, zur Vereinfachung des Bauens geplante Gebäudetyp E ermöglicht in diesem Zu-

sammenhang erweiterten Handlungsspielraum für treibhausgaseffiziente Massivdeckensysteme [39].

Dank Die Autoren danken dem Deutschen Ausschuss für Stahlbeton e. V. (DAfStb V514) herzlich für die finanzielle Förderung dieses Projekts.

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[25] DIN EN 1990/NA/A1 : 2012-08 (2012) Nationaler Anhang – National festgelegte Parameter – Eurocode: Grundlagen der Tragwerksplanung; Änderung A1. Berlin: Beuth.

Beton- und Stahlbetonbau 120 (2025), Heft 1

Donnerstag, 12.12.2024 [S. 20/21]

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S. Kuhn, T. Feiri, U. Wiens, M. Ricker: Application of the new THG guideline of the DAfStb for the evaluation of practice-relevant slab systems using solid structures

Autor:innen Sebastian Kuhn, M.Eng. (Korrespondenzautor:in) sebastian.kuhn@tu-dortmund.de Technische Universität Dortmund Lehrstuhl Massivbau August-Schmidt-Str. 8 44227 Dortmund

Prof. Dr.-Ing. Udo Wiens udo.wiens@dafstb.de Deutscher Ausschuss für Stahlbeton e. V. Budapester Straße 31 10787 Berlin

PDEng. Tânia Feiri, M.Sc. tania.feiri@tu-dortmund.de Technische Universität Dortmund Lehrstuhl Massivbau August-Schmidt-Str. 8 44227 Dortmund

Prof. Dr.-Ing. Marcus Ricker, M.Sc. marcus.ricker@tu-dortmund.de Technische Universität Dortmund Lehrstuhl Massivbau August-Schmidt-Str. 8 44227 Dortmund

Zitieren Sie diesen Beitrag Kuhn, S.; Feiri, T.; Wiens, U.; Ricker, M. (2025) Anwendung der neuen THG-Richtlinie des DAfStb zur Bewertung praxisrelevanter Deckensysteme in Massivbauweise. Beton- und Stahlbetonbau 120, H. 1, S. 12–21. https://doi.org/10.1002/best.202400075 Dieser Aufsatz wurde in einem Peer-Review-Verfahren begutachtet.

Eingereicht: 02. Oktober 2024; angenommen: 08. November 2024.

Beton- und Stahlbetonbau 120 (2025), Heft 1

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DOI: 10.1002/best.202400076

AUFSATZ

Michael Heckmann, Christian Glock

Graue Emissionen von Hochbaudeckensystemen – Praxis-Umfrage und Hintergründe zur neuen DAfStb-Richtlinie Deckenbauteile tragen mit einem Anteil von 35–45 % zu den Grauen Emissionen der Rohbaukonstruktion eines mehrgeschossigen Hochbaus bei. Ihre Optimierung kann folglich einen wichtigen Beitrag zur Reduktion der Treibhausgasemissionen eines Bauwerks leisten. Daher befasst sich auch die neue Richtlinie des Deutschen Ausschuss für Stahlbeton (DAfStb) „Treibhausgasreduzierte Tragwerke aus Beton, Stahlbeton oder Spannbeton“ in einem eigenen Teil 2 mit Deckensystemen. Bei der Entwicklung der neuen DAfStb-Richtlinie wurde besonderes Augenmerk auf deren Praxistauglichkeit gelegt. Einen Baustein bildet eine Praxis-Umfrage des DAfStb, anhand derer der Status quo in Bezug auf die Grauen Emissionen von Deckensystemen in Deutschland ermittelt werden sollte. Hierbei wurden statische Randbedingungen sowie Materialmengen und -eigenschaften von insgesamt 56 geplanten und/oder gebauten Deckensystemen erhoben. Neben der Harmonisierung und Analyse dieser Rohdaten wurden die Grauen Emissionen der Deckensysteme ermittelt und darauf aufbauend ein Referenzzustand bestimmt. Aufgrund der direkten Abhängigkeit der erforderlichen Materialmengen von den statischen Randbedingungen der Deckensysteme wird der Referenzwert in Form einer Benchmarkfunktion in Abhängigkeit von der Spannweite beschrieben. Durch die betrachteten Randbedingungen bei der Festlegung der Benchmarkfunktion werden Belastungen des üblichen Hochbaus implizit berücksichtigt.

Embodied Carbon of ceiling systems – Evaluation of a practice survey Ceiling systems contribute 35–45 % to the embodied carbon of the shell construction of a multi-storey building. Their optimisation can therefore make an important contribution to reducing the resource demand and greenhouse gas emissions of a building. Therefore, the new guideline of the German Committee for Reinforced Concrete (DAfStb) “Greenhouse gas-reduced concrete, reinforced concrete or prestressed concrete structures” deals with ceiling systems in a separate Part 2.

During the development of the new DAfStb guideline, particular attention was paid to its practical suitability. One component of this was a practical survey conducted by the DAfStb to determine the status quo with regard to the embodied carbon of ceiling systems in Germany. The static boundary conditions as well as the material quantities and properties of a total of 56 planned and/or constructed ceiling systems were collected. In addition to harmonising and analysing the raw data, the embodied carbon of the ceiling systems was determined and, based on this, a reference state was defined. Due to the direct dependence of the required material quantities on the static boundary conditions of the ceiling systems, the reference state is described in the form of a benchmark function depending on the span width. The boundary conditions considered when defining the benchmark function implicitly take into account the loads of conventional building construction.

Stichworte DAfStb-Richtlinie; Deckensysteme; Graue Emissionen; Umfrage; Benchmark; Referenzzustand; Nachhaltig Bauen mit Beton; Treibhausgasreduzierte Bauwerke; Stahlbeton; Spannbeton

Keywords DAfStb-guideline; ceiling systems; embodied carbon; survey; benchmark; reference state; sustainable construction with concrete; greenhouse-gas-reduced buildings; reinforced concrete; prestressed concrete

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tus quo der deutschen Bauwirtschaft in Bezug auf Graue Emissionen widerspiegeln, soll ein Ausgangspunkt für sogenannte Treibhausgas-Minderungsklassen definiert werden. Teil 1 als übergeordnetes Richtliniendokument definiert den Referenzzustand für Wohn- und Nichtwohngebäude sowie die zugehörigen Treibhausgas-Minderungsklassen [6]. Darüber hinaus legt er fest, welche Datensätze bei Anwendung der Richtlinie für die Ermittlung der Grauen Emissionen zugrunde zu legen sind. Der vorliegende Beitrag widmet sich Teil 2 der Richtlinie, der das Konzept aus Teil 1 auf Deckenbauteile überträgt [7, 8]. Diese Bauteile sind für einen Anteil von 35–45 % [9–11] der Grauen Emissionen einer Rohbaukonstruktion verantwortlich und bieten damit ein entsprechendes Potenzial zur Dekarbonisierung von Neubauten. Grund-

Einleitung

Das Bauwesen steht besonders aufgrund des hohen Verbrauchs von Primärressourcen und der damit einhergehenden Treibhausgasemissionen vor nennenswerten Herausforderungen [1]. Lösungsansätze stellen unter anderem die Etablierung einer Kreislaufwirtschaft in Form eines Urban Minings [2, 3] sowie die Ermittlung und fortschreitende Reduktion der Treibhausgasemissionen dar [4, 5]. In Bezug auf Letzteres hat sich der DAfStb durch die Erstellung der Richtlinie „Treibhausgasreduzierte Tragwerke aus Beton, Stahlbeton oder Spannbeton“ zum Ziel gesetzt, ein aktuelles, bisher jedoch weitgehend ungeregeltes Themenfeld zu erfassen. Durch die Ausweisung von Referenzwerten, die den aktuellen Sta22

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lage der Inhalte von Teil 2 stellt eine Praxis-Umfrage zu geplanten und/oder gebauten Deckensystemen dar, die vom DAfStb sowie den Autoren durchgeführt wurde.

Die Rückmeldungen wurden einerseits genutzt, um die Eigenschaften der Deckensysteme wie Spannweiten, Belastungen und Deckendicken zu analysieren. Andererseits wurden darauf aufbauend die Grauen Emissionen ermittelt, die dazu dienen, einen geeigneten Referenzzustand für Deckensysteme zu ermitteln. Der Aufbau der Richtlinienreihe sieht vor, dass Teil 2 sowohl in Ergänzung zu Teil 1 angewendet, als auch separat betrachtet werden kann, falls sich eine Bilanzierung des Gesamtgebäudes als unverhältnismäßig aufwendig und komplex darstellt. Im Falle der kombinierten Betrachtung gilt, dass der Nachweis zur Einhaltung der Grenzwerte in Bezug auf das Gesamtgebäude nach Teil 1 stets maßgebend ist. Die wesentlichen Ergebnisse der Umfrage, die die Grundlage der Inhalte von Teil 2 darstellen, wurden im Rahmen von [12] erarbeitet und werden nachfolgend zusammenfassend wiedergegeben.

2

Methodisches Vorgehen, Ablauf und Umfang der Umfrage

Zur Durchführung der Umfrage wurden digitale Fragebögen entwickelt, mithilfe derer Informationen erhoben werden konnten, die in Zusammenhang mit dem jeweiligen Gebäude selbst (z. B. Gebäudeart, Schallschutzanforderungen), dem statischen System (z. B. Spannrichtung, Spannweite, Lasten) sowie mit den Materialmengen und -eigenschaften des betrachteten Deckensystems (Beton, Betonstahl/Spannstahl/Baustahl, Holz) stehen. Bild 1 zeigt den Universalfragebogen mit den zugehörigen Drop-down-Optionen. Daneben wurde ein Fragebogen für Decken mit Ortbetonergänzung verteilt, der die u. U. variierenden Betoneigenschaften von Fertigteil und Ortbeton erfasst.

Zu den mit der Umfrage adressierten Akteuren zählten primär Ingenieurbüros, Baufirmen und Fertigteilwerke aus dem Netzwerk des DAfStb sowie seiner Mitglieder.

Insgesamt wurden 56 Datensätze für unterschiedliche Deckensysteme mit variierenden statischen Randbedingungen erhoben. Der Umfang der Datensätze lässt darauf schließen, dass es sich hierbei um einen kleinen Ausschnitt der deutschlandweiten Planungspraxis handelt.

Dennoch wird die Datenbasis als ausreichend groß und divers erachtet, um hieraus folgend verallgemeinernde Aussagen in Bezug auf statische und ökobilanzielle Zusammenhänge treffen zu können. Rückschlüsse auf den Marktanteil der jeweiligen Deckensysteme sind hingegen nicht möglich.

3

Harmonisierung und Analyse der Rohdaten

3.1

Harmonisierung

Aufgrund teils fehlender oder offensichtlich falscher Angaben in den Fragebögen sowie der Informationen und Hinweise der Teilnehmenden in den Freitextfeldern wurden die Datensätze vor der eigentlichen Auswertung harmonisiert. Damit wird das Ziel verfolgt, die Gegenüberstellung der Datensätze zu vereinfachen, ohne den erforderlichen Detaillierungsgrad der relevanten Informationen zu unterschreiten. Tab. 1 enthält eine Übersicht über die vorgenommenen Harmonisierungsschritte. Da die Datensätze der Gebäudeart Parkhäuser in den weiteren Betrachtungen nicht berücksichtigt werden, reduziert sich die Anzahl der betrachteten Datensätze von 56 auf 54.

3.2

Analyse der harmonisierten Rohdaten

Die nachfolgende Analyse der harmonisierten Rohdaten dient einem ersten Überblick über die Zuordnung sowie die wesentlichen statischen Randbedingungen der Deckensysteme. Eine ausführlichere Auswertung erfolgt in [12]. Die Zuordnung der Datensätze zu den jeweiligen Deckensystemen wird unter Berücksichtigung der jeweiligen Gebäudeart in Bild 2 dargestellt. Mit dem Ziel einer besseren Übersicht werden die weniger häufig vertretenen Gebäudearten Schul-/Bildungsbau, Klinikgebäude/ Pflegeheim und Sonstige in der Kategorie Sonstige zusammengefasst. Knapp 40 % der Datensätze beziehen sich auf massive Stahlbetondecken, die entweder als punktgestützte Flachdecken, als Decken auf Wänden/ Unterzügen/Stützen oder als Fertigteilplatten mit Ortbetonergänzung ausgeführt werden. Weitere schlaff bewehrte Stahlbetondecken werden in Form von Stahlbeton-Hohlkörperdecken und TT-Plattendecken erfasst.

Zwei der sechs Deckensysteme in der Kategorie TT-Plattendecke werden vorgespannt ausgeführt. Den überwiegenden Anteil vorgespannter Deckensysteme stellen im Rahmen der Umfrage Spannbetonhohldielen dar. Daneben werden zwei Fragebögen der Kategorie Sonstige vorgespannte Fertigteildecke zugeordnet. Holz- und HolzBeton-Verbunddecken werden ferner in die Kategorien HBV-Rippendecke, HBV-Flachdecke und Massivholzdecke unterteilt und stellen mit insgesamt elf Fragebögen einen Anteil von ca. 20 % des Umfrageumfangs dar.

Anhand der Zuordnung ist zu erkennen, dass die meisten Deckensysteme der Umfrage im Büro- und Verwaltungsbau sowie im Geschosswohnungsbau Verwendung finden. In Hinblick auf den Gewerbe- und Industriebau zeigt sich anhand der verfügbaren Daten, dass bevorzugt TT-Plattendecken und Spannbetonhohldielen eingesetzt werden. Dies ist auf die meist hohen Spannweiten und/ oder Lasten bei diesen Gebäuden zurückzuführen, die eine Optimierung der Deckengeometrie zwingend notwendig machen. Massive Querschnitte sind für diese Anwendungsfälle aufgrund des hohen Eigengewichts meist Beton- und Stahlbetonbau 120 (2025), Heft 1

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M. Heckmann, C. Glock: Graue Emissionen von Hochbaudeckensystemen – Praxis-Umfrage und Hintergründe zur neuen DAfStb-Richtlinie

Bild 1

Universalfragebogen mit Drop-down-Optionen und Freitextfeldern [12] Universal questionnaire with drop-down-options and free text fields [12]

ungeeignet. Diese Beobachtung wird durch die beiden Diagramme in Bild 3 gestützt, in denen die Spannweiten und Belastungen der Deckensysteme abgetragen werden.

Die Spannweite der betrachteten Deckensysteme liegt im Wesentlichen zwischen 5 m und 8,5 m (markierter Korridor). Der Mittelwert der Spannweite aller betrachteten Deckensysteme beträgt 7,2 m. Lediglich elf der 54 Datenpunkte liegen außerhalb des gekennzeichneten Korridors. Drei Deckensysteme weisen eine Spannweite < 5 m auf (2,8 m bis 4,8 m), acht Deckensysteme überschreiten 24

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die Spannweite von 8,5 m (9,45 m bis 12,26 m). Alle betrachteten Decken mit einer Spannweite >8,50 m werden als TT-Plattendecke oder Spannbetonhohldiele ausgeführt. Eine ähnliche Erkenntnis ergibt sich aus dem rechts angeordneten Diagramm in Bild 3. Dort wird die harmonisierte Belastung getrennt nach Deckensystemen dargestellt. Eine hohe Konzentration der Datenpunkte lässt sich in einem Korridor zwischen 4,2 kN/m2 und 7 kN/m2 erkennen. Lediglich zwei Deckensysteme weisen eine Belastung kleiner als 4,2 kN/m2 auf (2,3 kN/m2, 3,8 kN/m2), neun Deckensysteme eine größere als

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1

Tab. 1

Harmonisierung der Rückmeldungen [12] Harmonisation of the feedback [12]

Kategorie

Harmonisierung

Gebäudeart

– Einführung der zusätzlichen Gebäudearten: Gewerbe-/Industriebau, Klinikgebäude/Pflegeheim, Parkhaus – Datensätze mit Gebäudeart Sonstige wurden anhand der verfügbaren Informationen der passendsten Kategorie zugeteilt – Aussortierung der Datensätze der Gebäudeart Parkhäuser aufgrund stark abweichender Anforderungen an die Deckensysteme

Flächeneffizienz

– Offensichtlich fehlerhafte Angaben wurden bei ausreichenden Informationen korrigiert

Deckensystem

– Einführung des Deckensystems TT-Plattendecke und Erweiterung des Deckensystems StahlbetonMassivdecke auf Unterzügen zu Stahlbeton-Massivdecke auf Wänden/Unterzügen/Stützen – Offensichtlich fehlerhafte Angaben wurden bei ausreichenden Informationen korrigiert (z. B. Zuordnung einer Decke in die Kategorie Fertigplatte mit Ortbetonergänzung)

Spannweite

– Normierung der Spannweite auf die maßgebende Spannweite in Haupttragrichtung, um die Auswertung in Abhängigkeit von einer Spannweite zu ermöglichen: – Zweiachsig gespannte Decken: kürzere Spannweite – Einachsig gespannte Decken: a) Angaben für Spannweiten in zwei Richtungen: kürzere Spannweite b) mehrere Angaben für eine Richtung: größere Spannweite

Belastung

– Zusammenfassen der charakteristischen Nutz- und Ausbaulasten zu einer Belastungsgröße, die sich aus der Summe der beiden Lasten zusammensetzt und eine Auswertung in Abhängigkeit von der äußeren Belastung zulässt. Werden für ein Deckensystem mehrere Angaben zu den Nutzlasten gemacht, wird die höhere Nutzlast angesetzt.

– Lastannahme Büro-/Verwaltungsbau bei fehlenden Angaben: Nutzlast 3,5 kN/m2, Ausbaulast 1,5 kN/m2 – Rückrechnung auf äußere Last, wenn Lastangabe auch Eigengewicht enthält

Deckendicke

– Deckendicke einheitlich ermittelt: hDecke = hPlatte + hAufbeton + hRippe, Unterzüge werden nicht berücksichtigt

Bild 2

Verteilung der Rückmeldungen nach Deckensystem und Gebäudeart [12] Distribution of responses by ceiling system and building type [12]

7 kN/m2 (7,3 kN/m2 bis 17 kN/m2). Sechs dieser neun Systeme werden als TT-Plattendecke bzw. Spannbetonhohldiele ausgeführt.

4

Ermittlung und Analyse der Grauen Emissionen der Deckensysteme

4.1

Systemgrenze und Datengrundlage

Die Systemgrenze, die der Ermittlung der Grauen Emissionen zugrunde gelegt wird, umfasst die Deckenquerschnitte selbst, nicht jedoch die Anteile aus etwaigen Un-

terzügen oder Fußbodenaufbauten. Im Falle von Rippendecken (z. B. TT-Plattendecke oder HBV-Rippendecke) werden die Rippen in Spannrichtung als Teil des Deckenquerschnitts bewertet und entsprechend berücksichtigt.

Tab. 2 enthält eine Übersicht über die bilanzierten Deckenbestandteile anhand dreier Beispiele. Auf diese Weise kann der Deckenquerschnitt eindeutig von weiteren lastabtragenden Bauteilen abgegrenzt werden. Da die Anzahl und die Abmessungen dieser Bauteile nicht nur von der Spannweite des betrachteten Deckensystems abhängen, sondern auch vom unterstellten Stützenraster, kann der Einfluss der Unterzüge und Stützen nicht pauschal berücksichtigt werden. Analysen in [12] ergeben Beton- und Stahlbetonbau 120 (2025), Heft 1

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M. Heckmann, C. Glock: Embodied Carbon of ceiling systems – Evaluation of a practice survey

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M. Heckmann, C. Glock: Graue Emissionen von Hochbaudeckensystemen – Praxis-Umfrage und Hintergründe zur neuen DAfStb-Richtlinie

Bild 3

Spannweite (links) und Belastungen (rechts) der Deckensysteme mit Korridoren großer Datenpunktdichte [12] Span width (left) and load (right) of the ceiling systems with corridors of high datapoint density [12]

Tab. 2

Bewertete Querschnitte in Abhängigkeit vom Deckenbauteil Evaluated cross-sections depending on the ceiling system

Deckenbauteil

Beispiel

Bewertete Querschnitte

Punktgestützt

Stahlbeton-Flachdecke

Deckenquerschnitt

Liniengelagert

Stahlbeton-Massivdecke auf Unterzügen/Wänden

Deckenquerschnitt ohne Unterzüge

Rippendecke

Stahlbeton-Rippendecke

Deckenquerschnitt mit Rippen, ohne Unterzüge

Anhaltswerte für die Anteile der Grauen Emissionen der Unterzüge an den Grauen Emissionen der Deckensysteme von ca. 9 bis 25 %. Für Stahlbetonstützen geht demnach ein Wert von 2 bis 12 % hervor. Eine Systemgrenze, die die Unterzüge und Stützen umfasst, wäre zudem immer dann ungeeignet, wenn die Decken auf tragenden Wänden lagern.

Der gewählte Betrachtungsumfang führt zu einer bilanziellen Benachteiligung von punktgestützten Stahlbetondecken, die per se ohne Unterzüge ausgeführt werden und z. B. gegenüber liniengelagerten Decken einen entsprechenden Mehrbedarf an Material im Deckenquerschnitt verzeichnen. Diese Benachteiligung kann bei einem Vergleich auf Bauteilebene aufgrund einer Vielzahl variierender und individueller Randbedingungen allerdings nicht vermieden werden. Zur Sicherstellung eines objektiven Vergleichs auf übergeordneter Ebene sind Unterzüge und weitere lastabtragende Bauteile in jedem Fall bei der Bewertung des Gesamtgebäudes nach Teil 1 der Richtlinie zu berücksichtigen.

Die harmonisierten Rohdaten und Materialmengen dienen als Grundlage für die ökobilanzielle Untersuchung der Deckensysteme. Hierbei werden analog zu den Anforderungen an Bauwerke nach Teil 1 der Richtlinie [6] die Module A1–A3 sowie C3 und C4 eines Lebenszyklus 26

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nach [13] berücksichtigt. Die verwendeten ÖkobilanzDatensätze werden für die wesentlichen Deckenbestandteile wie Beton und Bewehrungsstahl der ÖKOBAUDAT Version 2021-II (konform zu DIN EN 15804+A1) [14] entnommen und sind ebenfalls in [6] dargestellt.

4.2

Auswertung

Bild 4 zeigt die ermittelten GWP-Werte getrennt nach den betrachteten Deckensystemen. Die Werte liegen zwischen ca. 34 kg CO2e/m2 und 113 kg CO2e/m2 mit verstärkter Konzentration im gekennzeichneten Bereich zwischen 50 kg CO2e/m2 und 100 kg CO2e/m2. Den niedrigsten Wert markieren zwei einachsig gespannte Brettschichtholzdecken, deren Deckendicke entsprechend Tab. 1 zu 22 cm bestimmt wurde, den höchsten eine TT-Plattendecke mit einer Querschnittshöhe entsprechend Tab. 1 von 64 cm. Die Werte um und über 100 kg CO2e/m2 resultieren im Falle der Stahlbeton-Flachdecken und der Hohlkörperdecke aus verhältnismäßig hohen Bewehrungsgehalten, im Falle der vorgespannten Deckensysteme und TT-Plattendecken aus hohen Deckendicken infolge großer Spannweiten und hoher Belastungen. Zudem wird deutlich, dass die im Vergleich berücksichtigten HBVDecken tendenziell geringere GWP aufweisen als die Stahl- und Spannbetondecken.

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Bild 4

GWP in Abhängigkeit von den Deckensystemen [12] GWP in dependence on the ceiling systems [12]

Die Darstellung der GWP-Werte in Abhängigkeit von der Gebäudeart offenbart keine direkten Zusammenhänge (Bild 5). Die Kategorien Büro-/Verwaltungsbau, Geschosswohnungsbau und Gewerbe-/Industriebau weisen jeweils große Wertebereiche auf mit den höchsten GWPWerten in der letztgenannten Kategorie. Unter Berück-

sichtigung aller Datenpunkte weisen die Schul- und Bildungsbauten der Umfrage mittlere bis hohe Emissionen auf. Die Klinikgebäude und der Datenpunkt der Kategorie Sonstige liegen unterhalb des Mittelwerts. Bild 6 zeigt die ermittelten GWP-Werte in Abhängigkeit von der Spannweite und der Belastung. Im linken Diagramm ist

Bild 5

GWP in Abhängigkeit von der Gebäudeart [12] GWP in dependence on the building type [12]

Bild 6

GWP in Abhängigkeit von Spannweite und Deckensystem (links) sowie Belastung und Deckensystem (rechts) [12] GWP in dependence on the span width and the ceiling systems (left) as well as on the load and the ceiling systems (right) [12]

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M. Heckmann, C. Glock: Graue Emissionen von Hochbaudeckensystemen – Praxis-Umfrage und Hintergründe zur neuen DAfStb-Richtlinie

zu erkennen, dass das GWP mit zunehmender Spannweite tendenziell ansteigt. Insbesondere bei den massiven Stahlbetondecken, wie z. B. den punktgestützten Flachdecken, ist dieser Effekt ausgeprägt. Weniger sensibel auf eine größer werdende Spannweite reagiert das GWP der Spannbetonhohldielen. Ebenso geht aus der Abbildung hervor, dass die Holz- und Holz-Beton-Verbunddecken trotz ihrer Spannweiten, die geringfügig über und unter dem Mittelwert der untersuchten Decken liegen, ein unterdurchschnittliches GWP aufweisen.

Das rechte Diagramm in Bild 6 stellt den Zusammenhang zwischen der Belastung und dem GWP her. Es ist zu erkennen, dass eine Steigerung der Belastung tendenziell mit größeren Treibhausgasemissionen einhergeht. Allerdings ist beim Vergleich der Datenpunkte innerhalb eines Deckensystems dieser Effekt nicht immer ersichtlich.

Dies wird am Beispiel der punktgestützten StahlbetonFlachdecke deutlich: für die geringste Belastung dieses Deckensystems i. H. v. 4,2 kN/m2 liegen drei GWP-Datenpunkte zwischen ca. 68 kg CO2e/m2 und ca.

100 kg CO2e/m2 vor, gleichzeitig existieren drei weitere Datensätze mit Belastungen von 5 kN/m2 bis 7,5 kN/m2 und GWP-Werten von etwa 90 kg CO2e/m2. Ähnlich verhält es sich u. a. bei der Spannbetonhohldiele, deren GWP für Belastungen von 3,8 kN/m2 bis 7 kN/m2 zwischen 52 kg CO2e/m2 und 75 kg CO2e/m2 liegt, ohne dass ein direkter Zusammenhang zwischen Belastung und GWP erkennbar ist.

Dementsprechend ist für die beiden voranstehend betrachteten Randbedingungen zwar eine Tendenz zu beobachten, aufgrund der eindimensionalen Betrachtung allerdings keine präzisere allgemeingültige Aussage möglich. Um die Darstellung multiparametrisch zu gestalten, werden die Deckensysteme in Bild 7 in die drei Kategorien massive SB-Decken (hierzu zählen SB-Flachdecke punktgestützt, SB-Massivdecke auf Wänden/UZ/Stützen, FT mit Ortbetonergänzung), sonstige SB-Decken (hierzu zählen SB-Hohlkörperdecke, TT-Plattendecke, Spannbetonhohldielen, Sonst. vorgespannte Fertigteildecke) und Holz-/HBV-Decken (hierzu zählen Massivholzdecke, HBV-Rippendecke, HBV-Flachdecke) unterteilt. Zudem werden sie entsprechend ihrer Belastung kategorisiert.

Die Datenpunkte werden auch in diesem Fall in Abhängigkeit von der Spannweite im Diagramm abgetragen.

Bild 7

GWP in Abhängigkeit von Spannweite, Belastungen und Deckensystem [12] GWP in dependence on the span width, load and ceiling systems [12]

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In Bezug auf die Kategorie massive SB-Decken wird aus Bild 7 ersichtlich, dass das GWP mit zunehmender Spannweite ansteigt, ohne dass darüber hinaus eine Abhängigkeit von der Belastung erkennbar wäre. Die Datenpunkte der Lastkategorie von 6,6 kN/m2 bis 8 kN/m2 fügen sich ohne größere Auffälligkeiten in die Punkte der Lastkategorie <5 kN/m2 ein. Als Grund für diese Beobachtung kann z. B. der größere Einfluss der Spannweite auf den Nachweis der Biegeschlankheit sowie auf das einwirkende Biegemoment erachtet werden. Auch für die sonstigen SB-Decken stellt sich das GWP als sensibler gegenüber der Spannweite dar. Datenpunkte unterschiedlicher Lastkategorien bündeln sich im Bereich ähnlicher Spannweiten, z. B. bei einer Spannweite von 7,5 m und GWP-Werten von 55 bis 65 kg CO2e/m2 oder bei 11 bis 12 m Spannweite und GWP-Werten von 70 bis 80 kg CO2e/m2. Die Holz- und HBV-Decken zählen unabhängig von der Spannweite und Belastung zu den Deckensystemen mit dem geringsten GWP. Die zugehörigen Datenpunkte zeigen eine Abhängigkeit von der Spannweite, eine Abhängigkeit von der Belastung ist nicht ersichtlich. Dies ist u. a. damit zu begründen, dass für die HBV-Rippendecken im Zuge der Umfrage keine Belastung erhoben werden konnte. Sie wird stattdessen in Abhängigkeit von der Gebäudeart Büro-/Verwaltungsbau für alle HBV-Rippendecken als gleich hoch angenommen (vgl. Abschnitt 3.1).

5

Implementierung der Ergebnisse in die DAfStb-Richtlinie

Analog zur Bewertung von Wohn- und Nichtwohngebäuden soll für Teil 2 der Richtlinie ein Status quo in Bezug auf die Grauen Emissionen von Deckensystemen des üblichen Hochbaus in Form eines Benchmarkwerts festgelegt werden. Als solche werden im Rahmen der Ermittlung eines geeigneten Referenzzustands diejenigen Deckensysteme erachtet, die die Anforderungen nach Tab. 3 erfüllen. Somit werden nachfolgend 43 Datensätze berücksichtigt, die im Rahmen der Umfrage erhoben wurden.

Aufgrund des Einflusses variierender statischer Randbedingungen auf den Materialbedarf und damit das GWP von Deckensystemen (vgl. Abschnitt 4.2) stellt sich eine

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1

Tab. 3

Randbedingungen der Deckensysteme des üblichen Hochbaus zur Ermittlung eines Referenzzustands Boundary conditions for ceiling systems of standard building construction to determine a reference state

Parameter

Randbedingungen

Spannweite

0–10 m

Belastung ohne Eigenlast der Rohbaudeckenkonstruktion (charakteristische Werte nach DIN EN 1990)

2,5–7,5 kN/m2

Druckfestigkeitsklasse nach DIN EN 206

�C16/20

Benchmarkfunktion als geeignetes Instrument zur Definition eines solchen Referenzzustands dar. Wie aus der Analyse von Bild 7 sowie überschlägigen Betrachtungen in [12] hervorgeht, weist die Spannweite einen tendenziell größeren Einfluss auf die erforderliche Deckendicke sowie die Bewehrungsmenge und damit die erforderlichen Materialmengen auf als die äußere Belastung. Vor diesem Hintergrund wird der Referenzzustand über eine Funktion in Abhängigkeit von der Spannweite der Deckensysteme definiert. Aufgrund der in Tab. 3 ausgewiesenen Randbedingungen werden dabei implizit auch Bauteile mit verhältnismäßig hohen äußeren Belastungen berücksichtigt. Eine weitere Differenzierung kann demnach entfallen.

Als geeignete Funktion für die vorliegende Aufgabenstellung wird eine Wurzelfunktion erachtet. Sie stellt einerseits sicher, dass die Referenzwerte und darauf aufbauend auch die zukünftigen Grenzwerte mit zunehmender Spannweite ansteigen. Andererseits flacht ihr Funktionsgraph zunehmend ab und setzt somit einen Anreiz zur Reduktion der Spannweiten oder zur Verwendung treibhausgasreduzierter Deckensysteme.

Ausgehend von der verfügbaren Datenbasis wird der Referenzzustand der Grauen Emissionen von Deckensystemen für das Jahr 2020 nach Gl. (1) definiert. Anhand von Bild 8 wird deutlich, dass der zugehörige Funktionsgraph oberhalb der überwiegenden Anzahl an Datenpunkten verläuft und damit als sehr konservativ zu bewerten ist.

Diese Beobachtung wird durch den Vergleich mit weiteren Studien [5, 15–18] zu den Grauen Emissionen von Deckensystemen gestützt. Auf diese Weise wird der Tatsache Rechnung getragen, dass seit dem Jahr 2020 bis zum Jahr 2024 bereits vier Jahre vergangen sind und

Bild 8

möglicherweise notwendige Veränderungen in der planerischen und baupraktischen Umsetzung eine entsprechende Vorlaufzeit erfordern können.

GWPRef;i ¼ 40 ·

pffiffiffiffiffi Li

(1)

mit GWPRef;i Global Warming Potential für den Referenzzustand des Deckenbauteils i in [kg CO2e/m2] Li Spannweite des betrachteten Deckenbauteils i in [m]; für zweiachsig gespannte Systeme ist die kurze Spannweite anzusetzen Da die gewählte Referenzwertfunktion unter der Berücksichtigung von Deckensystemen ermittelt wurde, die eine Spannweite von maximal 10 m aufweisen, kann keine fundierte Aussage über den Referenzwert von Bauteilen mit einer größeren Spannweite getroffen werden. Mit dem Ziel, die Anwendung der Richtlinie auch für solche Bauteile zu ermöglichen, wird der Funktionswert der Referenzwertfunktion ab einer Spannweite von 10 m konstant fortgeführt. Auf diese Weise wird gleichzeitig das Ziel verfolgt, den Einsatz besonders ressourceneffizienter Deckensysteme zur Umsetzung großer Spannweiten zu fördern bzw. dazu anzuregen, große Spannweiten nur dann umzusetzen, wenn dies zwingend erforderlich ist oder die Bilanz des Gesamtgebäudes davon profitiert. Da die Referenzwerte und in der Folge auch die Grenzwerte für das GWP der Deckensysteme ungeachtet der bestehenden Belastung bestimmt werden können, besteht keine Notwendigkeit zur Anpassung des Benchmarksystems für Bauteile, die mit einer Belastung >7,5 kN/m2 beaufschlagt werden. Auch für diese Systeme dient allein die Spannweite als Eingangswert. Dementsprechend kann

Datenpunkte für das GWP der betrachteten Deckenbauteile und Funktionsgraph der Referenzwertfunktion Datapoints for the GWP of the ceiling systems considered and function graph of the reference value function

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M. Heckmann, C. Glock: Graue Emissionen von Hochbaudeckensystemen – Praxis-Umfrage und Hintergründe zur neuen DAfStb-Richtlinie

die Referenzwertfunktion nach Gl. (1) für die Anwendung des Benchmarksystems zu Gln. (2) und (3) präzisiert werden.

GWPRef,i ¼ 40 ·

pffiffiffiffiffi Li ½kg CO2 e/m2 �

für 0 m � Li � 10 m GWPRef,i ¼ 126,5 ½kg CO2 e/m2 � für Li > 10 m

(2)

(3)

Die gewählte Referenzwertfunktion dient als Ausgangspunkt der Treibhausgas-Minderungsklassen nach Teil 1 der Richtlinie. Aus der Verknüpfung beider Kurven resultiert eine Kurvenschar für die unterschiedlichen TMKlassen. Bild 9 stellt diese Kurvenschar mit und ohne Datenpunkte der Umfrage dar. Es wird deutlich, dass insbesondere die massiven Stahlbetondecken oftmals nur den Anforderungen an die Treibhausgas-Minderungsklasse TM-20 gerecht werden und zukünftig zu optimieren sind.

Die Datenpunkte der Spannbetonhohldielen, Holz- und Holz-Beton-Verbunddecken erfüllen teilweise noch die Anforderungen der TM-50. Die vorgestellten Ergebnisse wurden in [12] mit Ergebnissen einer theoretischen Parameterstudie sowie den Werten aus weiterführender Literatur untermauert. Der Referenzzustand deckt demnach 98 % aller in [12] betrachteten Deckensysteme ab und wird dementsprechend als geeignet erachtet.

6

Fazit

Die vorgestellte Umfrage dient als Grundlage zur Ermittlung eines Referenzzustands für die Grauen Emissionen

von Deckenbauteilen. Die Auswertung der harmonisierten Rohdaten zeigt, dass die Spannweite der Deckensysteme im Wesentlichen 5 m bis 8,5 m beträgt, die Summe der äußeren Lasten 4,2 kN/m2 bis 7 kN/m2. Zudem wird deutlich, dass eine große Anzahl solcher Systeme aktuell durch massive Stahlbetondecken ausgeführt wird. Für größere Spannweiten und Belastungen kommen hingegen vorwiegend Deckensysteme mit einem reduzierten Deckeneigengewicht zum Einsatz, z. B. TT-Plattendecken oder Spannbetonhohldielen.

Die Ermittlung der Grauen Emissionen der Deckensysteme erfolgt für die Module A1–A3 sowie C3 und C4 nach [13] mit den in [6] ausgewiesenen Ökobilanz-Datensätzen. Eine Analyse der Ergebnisse offenbart, dass die GWP-Werte der Deckensysteme überwiegend zwischen 50 kg CO2e/m2 und 100 kg CO2e/m2 liegen. Größere Werte sind häufig auf sehr große Spannweiten oder sehr hohe Belastungen zurückzuführen. Ein Abtrag der GWP-Werte in Abhängigkeit von der Spannweite und der Belastung zeigt, dass die GWP-Werte mit einem Anstieg dieser beiden Einflussgrößen tendenziell zunehmen.

Der größere Einfluss geht dabei von der Spannweite aus.

Aufbauend auf dieser Erkenntnis wird daher von einem konstanten Referenzwert für Deckensysteme abgesehen und stattdessen eine Benchmarkfunktion herangezogen, um den Zusammenhang zwischen GWP und Spannweite darzustellen. Der Funktionsgraph der gewählten Wurzelfunktion stellt einen sehr konservativen Referenzzustand dar, der lediglich von einem Datenpunkt der Umfrage überschritten wird. Aus der Verknüpfung von Referenzwertfunktion und Treibhausgas-Minderungsklassen nach Teil 1 dieser Richtlinie resultiert eine Kurvenschar, die Grenzwerte in Abhängigkeit von den betrachteten Treib-

Bild 9

Treibhausgas-Minderungsklassen als Kurvenschar (links) [12] und beispielhafte Einordnung der GWP-Werte der Deckensysteme aus Bild 8 (rechts) Greenhouse gas reduction classes as a set of curves (left) [12] and exemplary categorisation of the GWP values of the ceiling systems from Figure 8 (right)

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hausgas-Minderungsklassen definiert. Die in der Umfrage erhobenen Daten sowie weiterführende Untersuchungen in [12] lassen darauf schließen, dass bereits heute die Möglichkeit besteht, Decken entsprechend den Anforderungen aus TM-50 umzusetzen. Durch die stetige Optimierung im Bereich der Konstruktion und insbesondere auch der Materialien, z. B. der Betontechnologie, ist absehbar, dass kurz- bis mittelfristig auch die Grenzwerte höherer TM-Klassen erfüllt werden können.

Dank Besonderer Dank gilt den Unternehmen und Verbänden, die die Praxis-Umfrage durch die Einsendung zahlreicher Rückmeldungen unterstützt haben. Ebenso möchten die Autoren dem Deutschen Ausschuss für Stahlbeton e. V. danken, der die Untersuchungen durch sein hohes Eigeninteresse, sein Engagement bei der Durchführung der Umfrage und den anschließenden Austausch im Technischen Ausschuss „Nachhaltig bauen mit Beton“ sowie in Form finanzieller Förderung über das Sonderforschungsvorhaben S021 ermöglicht hat.

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M. Heckmann, C. Glock: Embodied Carbon of ceiling systems – Evaluation of a practice survey

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Autor:innen Dr.-Ing. Michael Heckmann (Korrespondenzautor:in) michael.heckmann@rptu.de RPTU Rheinland-Pfälzische Technische Universität Kaiserslautern-Landau Fachgebiet Massivbau und Baukonstruktion Paul-Ehrlich-Straße 14 67663 Kaiserslautern

Prof. Dr.-Ing. Christian Glock christian.glock@rptu.de RPTU Rheinland-Pfälzische Technische Universität Kaiserslautern-Landau Fachgebiet Massivbau und Baukonstruktion Paul-Ehrlich-Straße 14 67663 Kaiserslautern

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M. Heckmann, C. Glock: Graue Emissionen von Hochbaudeckensystemen – Praxis-Umfrage und Hintergründe zur neuen DAfStb-Richtlinie Zitieren Sie diesen Beitrag Heckmann, M.; Glock, C. (2025) Graue Emissionen von Hochbaudeckensystemen – Praxis-Umfrage und Hintergründe zur neuen DAfStb-Richtlinie. Beton- und Stahlbetonbau 120, H. 1, S. 22–32. https://doi.org/10.1002/best.202400076

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Dieser Aufsatz wurde in einem Peer-Review-Verfahren begutachtet.

Eingereicht: 06. Oktober 2024; angenommen: 25. November 2024.

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Vincent Mack, Sergej Rempel

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DOI: 10.1002/best.202400047

Experimentelle Untersuchungen zur Anwendbarkeit von recycelten Kohlenstofffasern in Faserbeton Im Massivbau werden vor allem in massigen Konstruktionen sowie auch in statisch unbestimmten Bauteilen mit Kurzfasern bewehrte Betone eingesetzt. Diese Fasern übertragen auch nach Rissbildung Zugspannungen. In Deutschland ist vorwiegend der Einsatz von Stahlfasern durch Vorgaben der DAfStbRichtlinie „Stahlfaserbeton“ geregelt. Die internationale Norm fib Model Code 2010 und das fib Bulletin 105 lassen auch andere Fasermaterialien zu. In dieser Arbeit wird die Verwendung von recycelten Kohlenstofffasern als Bewehrung in Faserbeton untersucht, um dessen Tragfähigkeit und Duktilität zu erhöhen. Angesichts des zunehmenden Anteils von kohlenstofffaserverstärkten Polymeren (CFK) im Materialkreislauf, insbesondere in der Windenergiebranche, konzentriert sich diese Arbeit auf die Wiederverwendung von CFK-Abfällen.

Zwei Mischungen recycelter Kohlenstofffasern werden auf ihre Leistungsfähigkeit in Faserbeton mit variierenden Volumengehalten untersucht. Aufbauend auf einer Analyse der Fasermischungen werden durch experimentelle Untersuchungen Kennwerte ermittelt, die das Festigkeitsverhalten sowie die Frischbetoneigenschaften des mit Kohlenstofffasern bewehrten Betons (CFRC) beschreiben. Im 3-Punkt-Biegezugversuch kann der faserverstärkte Beton mit 2 Vol.-% eine Steigerung der Biegezugfestigkeit von + 60 % gegenüber dem unbewehrten Beton erreichen. Zudem zeigen die Untersuchungen, dass die Zugabe von Kohlenstofffasern die Verarbeitbarkeit beim Betoniervorgang erschwert.

Experimental investigations on the applicability of recycled carbon fibres in fibre-reinforced concrete In structural concrete, concretes reinforced with short fibres are mainly used in massive structural concrete components as well as in statically indeterminate components. These fibres also transfer tensile stresses after cracking. In Germany, the use of steel fibres is primarily regulated by the DAfStb guideline “Steel fibre reinforced concrete”. The international standard fib Model Code 2010 and the fib Bulletin 105 also permit the use of other fibre materials. In this work, the use of recycled carbon fibres as reinforcement in carbon fibre-reinforced concrete (CFRC) is investigated in order to increase its load-bearing capacity and ductility. Given the increasing proportion of carbon fibre reinforced polymers (CFRP) in the material cycle, particularly in the wind energy industry, this paper focuses on the reuse of CFRP waste. Two mixtures of recycled carbon fibres are investigated for their performance in fibre-reinforced concrete with varying volume contents.

Based on an analysis of the fibre mixtures, experimental investigations are carried out to determine values that describe the strength behaviour and fresh concrete properties of the CFRC. In three-point flexural tensile tests, the fibre-reinforced concrete with 2 % by volume can achieve an increase in flexural strength of + 60 % compared to unreinforced concrete. The tests also show that the addition of carbon fibres impairs workability during the concreting process

Stichworte Carbonfasern; Faserbeton; Faserbewehrung; recycelte Fasern

Keywords carbon fibres; fibre-reinforced concrete; fibre reinforcement; recycled fibres

1

Herkömmlicher Beton und Stahlbeton können mit gängigen Verfahren wirtschaftlich recycelt werden. Das Recycling von Bauteilen mit einem hohen Anteil an faserverstärkten Kunststoffen (FVK), wie z. B. Rotorblätter und Gondeln von Windkraftanlagen, stellt hingegen eine anspruchsvolle Aufgabe dar. Etwa 20 % der Gesamtmasse solcher Anlagen sind aus Material gefertigt, das glas- oder carbonfaserverstärkte Kunststoffe enthält. Bei modernen Windkraftanlagen liegt die Recyclingquote bei ca. 80– 90 % [7], wobei diese Quote nur erreicht wird, weil die Anlagen zu einem großen Teil aus Beton bestehen. Prognosen gehen davon aus, dass allein in Deutschland bis 2040 je nach Definition 403 bis 641 Tsd. Tonnen FVK-Abfälle aus Rotorblättern anfallen werden, davon allein 77 bis 212 Tsd. Tonnen reine CFK-Abfälle [8]. Die Deponierung unbehandelter FVK-Abfälle ist gemäß der EU-Deponierichtlinie EU 1999/31/EG [9] untersagt. Zusätzlich werfen gesetzliche Recyclingquoten, wie bspw. 95 % in der Automo-

Einleitung und Motivation

In den letzten Jahren hat die Anwendung kohlenstofffaserverstärkter Polymere in verschiedenen Branchen wie der Automobilindustrie, der Luftfahrtindustrie oder der Windenergie zugenommen. Neben ihrer etablierten Verwendung werden Kohlenstofffasern zunehmend auch im Bauwesen als Bewehrungsmaterial für Betonbauteile eingesetzt [1–3]. Ein großer Vorteil ist ihre Korrosionsbeständigkeit. Der Einsatz von Kohlenstoffstäben oder -matten anstelle von traditionellem Bewehrungsstahl ermöglicht erhebliche Materialeinsparungen beim Beton, da die erforderliche Betondeckung reduziert werden kann [4]. Kohlenstofffasern weisen zudem eine um das Vierfache geringere Dichte und eine bis zu sechsmal höhere Zugfestigkeit im Vergleich zu Baustahl auf [5]. Dadurch können bei gleicher Tragfähigkeit bis zu 80 % des Betons eingespart werden [6].

© 2024 Ernst & Sohn GmbH, Berlin. Beton- und Stahlbetonbau 120 (2025), Heft 1

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V. Mack, S. Rempel: Experimentelle Untersuchungen zur Anwendbarkeit von recycelten Kohlenstofffasern in Faserbeton

bilindustrie und 70 % für Bau- und Abbruchabfälle [10], dringende Fragen zur Materialrückgewinnung, Wiederverwendung und den Umweltauswirkungen von Fasern und FVK-Abfällen auf. Daher ist eine nachhaltige und gleichzeitig wirtschaftlich tragfähige Wiederverwendung von Kohlenstofffasern unerlässlich. Die Verwendung recycelter Kohlenstofffasern im Bauwesen birgt ein nicht unerhebliches Potenzial. Die ersten Arbeiten zur Faserbewehrung von Beton und Mörtel mit kurzen Carbonfasern (vCF) wurden bereits in den 1970er-Jahren durchgeführt [11, 12].

Die hohen Kosten von vCF führten bislang nicht zu einer breiteren Verwendung dieses Materials als Streufaser. Recycelte Kohlenstofffasern (rCF) könnten aufgrund der geringen Materialkosten (1–2 €/kg) eine attraktive Option darstellen. Das Tragverhalten von mit rCF bewehrten Betonbauteilen stellt ein wichtiges Forschungsgebiet dar, das bisher unzureichend erforscht ist.

2

Wirkungsweise der Fasern im Festbeton

2.1

Allgemeines

Die Wirkungsweise der Fasern kann je nach Werkstoff erheblich variieren. Die Materialeigenschaften von Faserbeton werden im Wesentlichen beeinflusst durch: – Faserart – Fasergehalt – Faseranordnung und -länge – Faserschlankheit – Mischungsaufbau der Betonmatrix – Verbundverhalten zwischen Faser und Betonmatrix Bei geeigneter Faserwahl führt die Zugabe von Fasern zu einer signifikanten Verbesserung des Rissverhaltens von Betonbauteilen, indem je nach Nachrissverhalten die Anzahl der Risse erhöht und damit die Rissbreiten reduziert werden. Dies erhöht die Dichtigkeit des Bauteils und steigert damit den Widerstand gegen das Eindringen von Flüssigkeiten und Schadstoffen. Die erhöhte Tragfähigkeit ist im Vergleich zur Verwendung von Stab- und Mattenbewehrung moderat. Häufig sind jedoch keine besonders hohen Festigkeitswerte erforderlich, sodass Faserbetone bereits aufgrund ihrer höheren Duktilität gegenüber unbewehrtem Beton die Anforderungen an die Tragfähigkeit erfüllen. [13] Aufgrund der Zusammensetzung des Betons aus Zementmörtel und Zuschlagstoffen bilden sich bereits während des Herstellungsprozesses Mikrorisse im unbewehrten Beton. Diese Risse entstehen an der Oberfläche der Zuschlagkörner. Mit zunehmender lokaler Zugbeanspruchung des Betons entwickeln sich aus diesen Mikrorissen Makrorisse, die bereits bei geringer Belastung zum schlagartigen Versagen eines unbewehrten Betonbauteils führen können. Die Kraftübertragung im Rissuferbereich des unbewehrten Betonbauteils erfolgt insbesondere durch die Verzahnung der Gesteinskörner. Durch die Zugabe von Fasern kann das Risswachstum von Makrorissen verzögert 34

Wiley VCH 2501 / 375628

werden. Die Kraftübertragung im Rissbereich erfolgt dann zusätzlich über den Ausziehwiderstand der Fasern. [14] Die von den Fasern übertragbare Zugspannung hängt von verschiedenen Faktoren ab. Ähnlich wie bei Betonstahl in konventionellem Stahlbeton wird die Zugkraftübertragung der Fasern durch deren Verbund mit der umgebenden Betonmatrix aktiviert. Die Kraft, die von einer Faser über einen Riss übertragen werden kann, wird grundsätzlich durch folgende Verbundmechanismen bestimmt [15]: – Adhäsion (Haftverbund) – Reibverbund – Formverbund

2.2

Druckbeanspruchung

Bei Druckbelastungen wird die Widerstandsfähigkeit von Faserbeton hauptsächlich durch die Festigkeit des Betons bestimmt, wobei der Einfluss der enthaltenen Fasern vergleichsweise gering ist [15]. Während des Herstellungsprozesses kann aufgrund von Fasern ein erhöhter Anteil von Luftporen im Beton vorliegen, was sich negativ auf die Festigkeit auswirken kann. Da die Fasern Zugspannungen übertragen, ist eine Erhöhung der Duktilität unter Druckbeanspruchung nach Stamm [16] als sekundäres Phänomen anzusehen. Demnach hängt die Erhöhung der Duktilität auch von der Größe der Zugkraft ab, die von den Fasern rissüberbrückend übertragen werden kann.

2.3

Zug- und Biegebeanspruchung

Mit steigender Zug- oder Biegebelastung zeigt sich bis zur Erstrisslast ein nahezu lineares Materialverhalten. Anschließend wird das Tragverhalten maßgeblich von den Fasern in der Zugzone beeinflusst. Die Höhe der Erstrisslast hängt hauptsächlich von der Zugfestigkeit des verwendeten Betons ab und die Fasern werden erst nach Rissbildung am Lastabtrag beteiligt [15]. Das Nachrisstragverhalten von Faserbeton wird von verschiedenen Faktoren beeinflusst, wie bspw. der Menge, Ausrichtung und Art der Fasern [17].

Das linear elastische Verhalten geht nach Überschreiten von ca. 70 % der Betonzugfestigkeit in eine nichtlineare Verfestigungsphase über, in der Risse bevorzugt senkrecht zur Belastungsrichtung wachsen. Wenn schließlich die Zugfestigkeit erreicht wird, treten diese Risse vor allem an Fehlstellen oder Kerben in einer begrenzten Rissprozesszone auf. Unter Biegebeanspruchung dominiert der Zugbruch als maßgeblicher Versagensmechanismus. Im Unterschied zur zentrischen Zugbeanspruchung erstreckt sich bei dieser Art der Belastung die Rissprozesszone nicht über den gesamten Querschnitt. Vielmehr bewegt sich diese Zone bei steigender Verformung ausgehend vom Bauteilrand in Richtung der Krafteinleitung. Die Verschiebung der Rissprozesszone entlang der Höhe des Querschnitts ermöglicht eine Umlagerung der Last auf der Querschnitts-

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Donnerstag, 12.12.2024 [S. 34/43]

1

Bild 1

Fotos von besonders langen Einzelfasern der Mischung B Photos of particularly long individual fibres of mixture B

ebene. Trotz des entfestigenden Nachbruchverhaltens des Betons ermöglicht dies eine Steigerung der Lastaufnahme. [18] Die Zugabe von Fasern verursacht bei typischen Faseranteilen keine signifikanten Änderungen im linear elastischen Verhalten. Lediglich eine marginale Steigerung der Zugfestigkeit und eine damit einhergehende erhöhte Bruchdehnung treten auf. Durch die kraftübertragende Wirkung der Fasern wird die Duktilität des Faserbetons gegenüber unbewehrtem Beton deutlich erhöht. Der Grad der Verbesserungen hängt maßgeblich von der Fähigkeit der Fasern ab, Kräfte zu übertragen. Hierbei spielen Einflussfaktoren wie Faserart, Fasertyp, Faserschlankheit, Faserausrichtung und Fasermenge eine Rolle. Ebenso beeinflusst der kritische Fasergehalt das Tragverhalten erheblich. Wenn dieser Wert überschritten wird, steigt die Nachrisszugfestigkeit über die für den Erstriss erforderliche Zugkraft hinaus.

Wenn der kritische Fasergehalt nicht erreicht wird, kann die bestehende Zugkraft nach dem ersten Riss nicht aufrechterhalten werden.

3

Material und Methoden

3.1

Fasertypen und Eigenschaften

Die recycelten Kohlenstofffasern (Bild 1) werden von der Carbon-Werke Weißgerber GmbH & Co KG aus ausgedienten Windkraftanlagen gewonnen. Im Rahmen eines mechanischen Recyclingprozesses erfolgt eine Zerkleinerung des ursprünglichen CFK-Materials zu Faserbündeln.

Die Faserbündel setzen sich aus einzelnen Filamenten zusammen, welche noch in der umgebenden Polymermatrix gebunden sind. Die Faserbündel weisen unterschiedliche Geometrien auf und werden im Folgenden als „Fasern“ bezeichnet. Es liegen zwei Fasermischungen vor, die als „A“ und „B“ bezeichnet werden. Details zum Ursprungsmaterial und Querschnitt, zur Dichte, Oberfläche oder Zugfestigkeit der Fasern sind nicht verfügbar.

Aufgrund der in Bild 1 erkennbaren glatten Oberfläche und geraden Form der Fasern kann ein schlechter Verbund zwischen Faser und Matrix angenommen werden. Üblicherweise werden andere Faserwerkstoffe mit einer ähnlich glatten Oberfläche gebogen, um einen besseren Formverbund zu erreichen, wie es bspw. bei Metallfasern der Fall ist. Alternativ könnten Fasern für einen verbesserten Haftverbund wie bei Basaltfasern üblich besandet werden [4]. Die recycelten Kohlenstofffasern in dieser Studie

hingegen werden ohne jegliche Verformung oder Besandung verarbeitet. Die Ummantelung neuer Kohlenstofffasern ist i. d. R. eine Epoxidharzbeschichtung. Durch den mechanischen Recyclingprozess wird die Faser unter der Hülle freigelegt, was eine offene Oberfläche und direkten Kontakt zwischen Kohlenstofffasern und Betonmatrix ermöglicht. Aufgrund der Alkaliresistenz der Fasern sind jedoch keine signifikanten negativen Auswirkungen zu erwarten.

Die Fasermischungen A und B zeigen Unterschiede in Bezug auf die mittlere Faserlänge und deren Streubereich sowie die Faserschlankheit. Die recycelten Kohlenstofffasern wurden in unsortiertem Zustand geliefert, weshalb eine Charakterisierung durch Messung der Faserlängenverteilung erforderlich war. Hierfür werden gemäß DIN 53808-1 [19] zufällig aus jeder Fasermischung 300 rCF-Filamente entnommen und analysiert. Die Ermittlung des Faserdurchmessers erfolgt gemäß Gl. (1) unter Berücksichtigung der Faktoren Masse und Länge. Die entsprechenden Faserkennwerte können Tab. 1 entnommen werden. Eine Sortierung durch den Hersteller ist für zukünftige Anwendungen möglich.

Bei Fasern mit unregelmäßigem Querschnitt berechnet sich der äquivalente Durchmesser wie folgt: rffiffiffiffiffiffiffiffiffiffiffiffiffiffiffiffi 4 · mf de ¼ π · ld · ρ

(1)

mit: mf Masse der Faser ld Länge der Faser ρ Nenndichte

Tab. 1

Faserkennwerte Fibre characteristics

Mechanisch recycelte Kohlenstofffasern Hersteller

Carbon-Werke Weißgerber GmbH & Co KG

Dichte ρ

� 1,65 g/cm3 Mischung A

Mischung B

⌀ Länge ld

[mm]

6,5

17,8

⌀ Durchmesser de

[mm]

0,44

0,36

⌀ Schlankheit

[@]

15

49

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AUFSATZ ARTICLE

V. Mack, S. Rempel: Experimental investigations on the applicability of recycled carbon fibres in fibre-reinforced concrete

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35

1

V. Mack, S. Rempel: Experimentelle Untersuchungen zur Anwendbarkeit von recycelten Kohlenstofffasern in Faserbeton

Die Mischung B zeichnet sich durch eine vollständige Entstaubung seitens des Herstellers aus, welche einen signifikanten Einfluss auf die Frischbetonkonsistenz hat. Zudem weist diese Mischung deutlich längere und schlankere Fasern auf. Im Gegensatz dazu erfolgt die Entstaubung bei Mischung A durch eigene Siebung im Labor, was zu einem höheren Staubanteil führt. In den Bildern 2 und 3 sind die Faserlängenverteilungen der Mischungen A und B dargestellt.

3.2

Betonmischung

Neben den normativen Vorgaben der Expositionsklassen (hier: X0, XA1, XC4, XF1, WF) ergeben sich Anforderungen an die Pumpfähigkeit und die Verarbeitbarkeit des faserverstärkten Faserbetons auch nach Zugabe der Fasern.

Für die Herstellung der Faserbetonproben wird Sackware verwendet, um möglichst ähnliche Betoneigenschaften der verschiedenen Betonchargen sicherzustellen. Der werksgemischte Trockenbeton (Tab. 2) mit einer Körnung von 0 bis 8 mm erreicht eine weiche Konsistenz (F3). Durch die Zugabe von Fließmittel soll nach Faserzugabe eine Konsistenzklasse von F3/F4 gemäß DIN EN 12350-5 [20] erreicht werden, um eine leichte Verarbeitbarkeit und Pumpfähigkeit zu gewährleisten.

3.3

Versuchsprogramm

Ziel der Untersuchungen an CFRC ist die Bestimmung grundlegender Eigenschaften von Frisch- und Festbeton bei Variation der Fasergehalte und -längen. Es wurden jeweils Betonmischungen mit 0,5, 1 und 2 Vol.-% mit Fasermischung A und B untersucht. Die Eigenschaften des Frisch- bzw. Festbetons werden anhand von Ausbreitmaß, Druckfestigkeit (Belastungsrichtung 0° und 90°), Nachrissbiegezugfestigkeit und Elastizitätsmodul bewertet (Tab. 3).

Bild 2

Faserlängenverteilung – Mischung A Fibre length distribution – mixture A

Bild 3

Faserlängenverteilung – Mischung B Fibre length distribution – mixture B

Für jeden Fasergehalt werden drei Würfel mit einer Kantenlänge von 15 cm und drei Balken (15 × 15 × 70 cm3) hergestellt. Zur Bestimmung des Elastizitätsmoduls und des Einflusses der Belastungsrichtung auf die einaxiale Druckfestigkeit werden drei Prismen (15 × 15 × 30 cm3) und vier Würfel (15 × 15 × 15 cm3, Belastungsrichtung 90°) nach der Biegezugprüfung aus den Balken herausgeschnitten. Der mittlere Teil des Balkens, der durch den Biegezugversuch beeinflusst wurde, wird entfernt, um mögliche Verzerrungen der Ergebnisse zu vermeiden. Daraufhin werden die Betonoberflächen mittels einer Schleifmaschine geebnet.

Da bislang nur wenige Erfahrungsberichte zu Faserbetonen mit vergleichbaren recycelten Kohlenstofffasern vorliegen, erfolgten die Herstellung einer geeigneten Betonmischung sowie die Ermittlung eines optimalen Fasergehalts in schrittweise durchgeführten Versuchsreihen. Pro Mischung findet lediglich eine Betonage statt. Die Bezeichnung der Mischung erfolgt anhand der zugegebenen Fasermischung und -dosierung (z. B. 0,5 Vol.-% der Fasermischung A: H_A_0,5).

Tab. 2

BetonMischung C25/30 Concrete mix C25/30

3.4

Bestandteil

Menge

Zement CEM I 42,5 R

[kg/m3]

372

Wasser

[kg/m3]

238

w/z-Wert

[@]

0,64

Zuschlag SL-Bereich B8

[kg/m3]

Zusatzstoffe KS-Mehl und FA Zusatzmittel BV und Stabilisator

36

Wiley VCH 2501 / 375628

1434

3

176

3

8

[kg/m ] [kg/m ]

Herstellung der Probekörper

Die festen und flüssigen Bestandteile des Betons werden separat vorgemischt und anschließend in einem Zwangsmischer mit einem Fassungsvermögen von 300 l zusammengeführt. Danach werden die Fasern gleichmäßig in den Mischer gegeben. In Tab. 4 ist die Mischzeit für die Herstellung der Faserbetone aufgelistet. Die Konsistenzprüfung wird anhand des Ausbreitversuchs gemäß DIN 12350-5 [20] durchgeführt, wobei ein weicher bis sehr weicher Be-

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1

Tab. 3

Versuchsprogramm Experimental programme

Bezeichnung

Norm

Probekörper

Anzahl der Probekörper je Mischung

Frischbeton Ausbreitmaß

DIN EN 12350-5

Kegelstumpf, h = 20 cm, ⌀ 10–20 cm

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1

Festbeton Druckfestigkeit

DIN EN 12390-3

Würfel, 15 cm

3

Würfel, 15 cm, aus Balken

4

3

Nachrissbiegezugfestigkeit

DIN EN 14651

Balken, 15 × 15 × 70 cm , gekerbt

3

Elastizitätsmodul

DIN EN 12390-13 Verfahren A

Prisma, 15 × 15 × 30 cm3, aus Balken

3

Tab. 4

Mischzeit für die Herstellung der Faserbetone Mixing time for the production of fibre concretes

Mischdauer [s]

Zugabe

30

Zuschlag, Zement, Zusatzstoffe

150

Wasser, Fließmittel

120

Kohlenstofffasern

ton angestrebt wird. Die Betonierung der Balken erfolgt nach den Vorgaben der DIN EN 14651 [21], wobei zuerst die Mitte und dann die Außenbereiche der Schalung befüllt werden. Dieses einheitliche Vorgehen ist von großer Bedeutung für die Vergleichbarkeit der Proben, da die Faserorientierung von der Einfüllrichtung abhängig ist. Nach dem Befüllen der Schalungen wird für 30 s auf einer Rüttelplatte verdichtet. Der Frischbeton wird nach einer Aushärtezeit von 24 h ausgeschalt. Bis zur Prüfung werden die Probekörper bei einer Raumtemperatur von 20 � 2 °C in einem mit Wasser gefüllten Behälter gelagert.

3.5

3-Punkt-Biegezugversuch und Klassifizierung nach Model Code 2010

Zur Bestimmung des Nachrisszugtragverhaltens wird im 3Punk-Biegezugversuch die rissbreitenabhängige Nachrissbiegezugfestigkeit bestimmt. Da es für den Einsatz von kohlenstofffaserverstärktem Faserbeton keine verbindlichen Normen oder Regelwerke gibt, erfolgt die Prüfung in Anlehnung an DIN EN 14651 [21] „Prüfverfahren für Beton mit metallischen Fasern – Bestimmung der Biegezugfestigkeit“. Die bruchmechanischen Parameter werden an Balken mit einer Länge von 70 cm und einem quadratischen Querschnitt von 15 cm × 15 cm ermittelt, wobei die Last in der Mitte des Balkens über eine Stahlrolle eingeleitet wird. Zur Initiierung der Rissbildung wird, wie in Bild 4 dargestellt, der Balken an dieser Stelle auf der Unterseite 2,5 cm tief eingeschnitten.

Zur Auswertung kann entweder direkt die Rissöffnung an der Unterseite des Balkens (CMOD) oder die Durchbie-

Bild 4

Versuchsaufbau 3-Punkt-Biegezugversuch nach EN 14651 [21] Test setup three-point bending tensile test acc. to EN 14651 [21]

gung δ in der Mitte des Balkens gemessen werden. Die Umrechnung von CMOD in δ erfolgt linear unter Berücksichtigung der geometrischen Eigenschaften des Biegebalkens mithilfe Gl. (2): δ ¼ 0,85 · CMOD þ 0,04 mm

(2)

Der Versuch wird weggesteuert durchgeführt und kann bei einer Durchbiegung von 4 mm oder einem CMOD-Wert von 3,5 mm abgebrochen werden. Während des Versuchs werden sowohl die aufgebrachte Kraft als auch die Verformung oder CMOD gemessen. Die Auswertung erfolgt gemäß fib Model Codes 2010 [22]. Daraufhin wird der ermittelte Wert in eine spezifische Klasse für Faserbeton eingestuft. Wie das fib Bulletin 105 [23] nutzt auch der fib Model Code 2010 einen linear elastischen Ansatz, um die im 3Punkt-Biegezugversuch erhaltenen Werte der Last-Verformungs-Kurven in eine vereinfachte Entfestigungsfunktion zu überführen. Hierbei werden die aufgebrachten Kräfte der Kurve bei bestimmten Verformungen oder Rissöffnungen in äquivalente Biegezugspannungen gemäß der Gl. (3) umgerechnet. fR;j ¼

3 · Fj · l 2 · b · h2sp

(3)

mit: fR,j zur CMODj gehörige residuelle Biegezugfestigkeit

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37

1

V. Mack, S. Rempel: Experimentelle Untersuchungen zur Anwendbarkeit von recycelten Kohlenstofffasern in Faserbeton

Fj zur CMODj gehörige Kraft im Last-VerformungsDiagramm l Stützweite (500 mm) b Breite des jeweiligen Balkens (150 mm) hsp Höhe des Balkens im gekerbten Querschnitt (125 mm) Die relevanten Punkte j der Last-Verformungs-Kurve für die Auswertung sind in Tab. 5 aufgeführt. Dabei dienen die bei F1 und F3 auftretenden Verformungen oder Rissöffnungen, die den Zustand der Gebrauchstauglichkeit (F1) bzw. Tragfähigkeit (F3) repräsentieren, als Kenngrößen in der Analyse.

Die Klassifizierung von Faserbeton basiert auf den charakteristischen zentrischen Nachrisszugspannungen im Grenzzustand der Gebrauchstauglichkeit und der Tragfähigkeit.

Hierfür wird der charakteristische Wert aus den experiTab. 5

Maßgebende Punkte der Last-Verformungs-Kurven für die Auswertung nach fib Model Code 2010 [22] Governing points of the load-deformation curves for the evaluation acc. to fib Model Code 2010 [22]

Bezeichnung Kraft Fj

zugehörige CMODj [mm]

FL

0,05

0,08

F1

0,5

0,47

F2

1,5

1,32

F3

2,5

2,17

F4

3,5

3,02

Tab. 6

Festigkeitsklasse

fR3k / fR1k

Bezeichnung

1,0–1,5

1

0,5–0,7

a

1,5–2,0

1,5

0,7–0,9

b

2,0–2,5

2

0,9–1,1

c

2,5–3,0

2,5

1,1–1,3

d

� 1,3

e

3,0–4,0

3

4,0–5,0

4

…

…

f Ftk ¼ f Ftm @ α · k · s mit: fFtk fFtm α

Charakteristischer Wert der Festigkeit Mittelwert der Festigkeit Skalierungsfaktor zur Berücksichtigung der Größe des bei der Rissbildung beteiligten Volumens V des Bauteils; hier α = 1,0 k ≙ t10,(n-1) α-Quantil mit 90 % Aussagewahrscheinlichkeit für den einseitigen Vertrauensbereich für n-1 Freiheitsgrade [25] s Standardabweichung der Stichprobe

f R1k / f Lk > 0,4

(5)

f R3k / f R1k > 0,5

(6)

Der fib Model Code 2010 [22] beinhaltet ein Verfahren zur Umrechnung von Spannungs-Dehnungs-Linien, die im gekerbten 3-Punkt-Biegezugversuch bestimmt werden. Dabei wird zwischen den drei in Bild 5 dargestellten SpannungsDehnungs-Beziehungen unterschieden. Die Unterscheidung der Fälle erfolgt anhand dieser Kriterien (Gln. (7)– (9)):

Bild 5

Zugspannungs-Dehnungs-Beziehungen für Faserbeton nach fib Model Code [26] Tensile stress-strain relationships for fibre-reinforced concrete acc. to fib Model Code [26]

38

Beton- und Stahlbetonbau 120 (2025), Heft 1

Wiley VCH 2501 / 375628

(4)

Die Faserklasse setzt sich aus einer Zahl und einem kleinen Buchstaben zusammen. Gemäß Tab. 6 repräsentiert die Zahl die Festigkeitsklasse bei CMOD1 (GZG). Der Buchstabe definiert das Verhältnis der residualen Biegezugspannungen fR1k und fR3k. Faserbewehrung kann konventionelle Bewehrung im Grenzzustand der Tragfähigkeit (auch teilweise) ersetzen, wenn die folgenden Anforderungen in Gln. (5), (6) erfüllt sind. Der charakteristische Wert der Biegezugfestigkeit wird als fLk bezeichnet:

zugehörige Durchbiegung δj [mm]

Kategorisierung der Faserklassen nach fib Model Code 2010 [22] Classification of fibre classes acc. to fib Model Code 2010 [22]

fR1k [N/mm2]

mentell ermittelten Nachrissbiegezugspannungen fR,j (gemäß Gl. (3)) gebildet. In Übereinstimmung mit dem gewählten Ansatz gemäß DT 204/2006 [24] wird der Mittelwert unter Berücksichtigung der Bauteildimensionen, der Standardabweichung und der Anzahl der verwendeten Versuchskörper reduziert. Der Einfluss der Probenanzahl wird, in Anlehnung an die in [13] dargelegte Vorgehensweise, über die t-Student-Verteilung erfasst (Gl. (4)).

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1

Fall 1 εC � εB σC � f ct σD @ σA σB @ σA � εD @ εA εB @ εA

Fall 2

σ @ σA σB @ σA Fall 3 D > εD @ εA εB @ εA

(7) (8)

0;9 · f ct Ec

(10)

Die Matrixzugfestigkeit fct an Punkt B wird durch den Faktor βL aus der Biegezugfestigkeit an der Proportionalitätsgrenze (CMODL = 0,05 mm) fct,L in Gl. (11) abgeleitet. f ct ¼ βL · f ct;L

(11)

Der Umrechnungsfaktor βL hängt von der Balkenhöhe des Biegezugversuchs ab und berechnet sich bei einer Höhe von hsp = 125 mm nach Gl. (12) zu: βL ¼

0;06 · h0;7 sp 1 þ 0;06 · h0;7 sp

¼

0;06 · 1250;7 ¼ 0;638 1 þ 0;06 · 1250;7

(12)

Die Dehnung im Punkt B ist mit εB = 0,15 ‰ definiert. Der Punkt C ergibt sich aus dem Schnittpunkt der abfallenden Geraden von unverstärktem Beton und dem Nachbruchbereich von Faserbeton. Der Nachbruchbereich wird durch eine Gerade definiert, die durch die Punkte D und E verläuft. Die zentrische Nachrisszugfestigkeit fFts im Punkt D wird durch den Umrechnungsfaktor β1 = 0,45 aus der Biegezugfestigkeit fR,1 nach Gl. (13) abgeleitet. f Fts ¼ β1 · f R;1 ¼ 0;45 · f R;1

εFtu ¼

(9)

Punkt A hängt von Punkt B ab und befindet sich auf einem Spannungsniveau von σA = 0,9 · fct. Die zugehörige Dehnung kann aufgrund des linear elastischen Bereichs über den Elastizitätsmodul des Betons Ec nach Gl. (10) berechnet werden: εA ¼

Die Dehnung εFtu ergibt sich analog zu Gl. (14) aus der Division der Rissbreite CMOD3 durch die Länge lcs nach Gl. (16).

(13)

CMOD3 lcs

(16)

4

Auswertung der Versuche

4.1

Verarbeitbarkeit

AUFSATZ ARTICLE

V. Mack, S. Rempel: Experimental investigations on the applicability of recycled carbon fibres in fibre-reinforced concrete

Um Rückschlüsse auf die Verarbeitbarkeit und das Fließverhalten des Frischbetons zu ziehen, wird gemäß DIN EN 12350-5 [20] das Ausbreitmaß ermittelt. Vor der ersten Anhebung des Tisches erfolgt eine zusätzliche Messung des Ausbreitmaßes. Im Vergleich zur Referenzmischung ohne Fasern wird bei den faserverstärkten Betonen festgestellt, dass die Zugabe von Fließmitteln notwendig ist, um eine pumpbare Konsistenz (Konsistenzklasse ab F3) sicherzustellen. Dies könnte auf die hohe spezifische Oberfläche der Fasern zurückzuführen sein, welche das Zugabewasser bindet. Für alle untersuchten Fasergehalte kann die vorgeschriebene Zielkonsistenz nur durch Zugabe von Fließmitteln erreicht werden, wobei die Fließmitteldosierung in Abhängigkeit vom Fasergehalt variiert. Obwohl das Fasermaterial entstaubt ist und Fließmittel hinzugefügt wird, erweist sich die Herstellung von weichem bis sehr weichem Beton als herausfordernd. In den Bildern 6 und 7 sind die Ausbreitmaße der jeweiligen Betonmischungen sowie die Fließmitteldosierung angegeben. Die Messung des Ausbreitmaßes erfolgte nach dem Abheben des Trichters sowie nach dem Ausbreitversuch. Die Ergebnisse des Ausbreitversuchs deuten darauf hin, dass Mischung B mit schlankeren Fasern sich weniger auf die Konsistenz des Betons auswirkt als Mischung A. Für dieselben Ausbreitmaße ist hier weniger Fließmittel erforderlich. Bei hohen Fasergehalten zeigt sich jedoch ein gegenläufiger Trend, der die bisherigen Erkenntnisse infrage stellt. Zusammenfassend lässt sich feststellen, dass zwar ein Zusammenhang zwischen steigendem Fasergehalt und festerem Frischbeton besteht, die Ergebnisse jedoch einer starken Streuung unterliegen und daher keine eindeutigen Schlüsse zulassen.

Aus der Rissbreite CMOD1 der Länge lcs errechnet sich in Gl. (14) die Dehnung εFts. Dabei beschreibt lcs den Bereich des Betons, der an der Rissbildung beteiligt ist und somit durch den Biegezugversuch wesentlich beansprucht wird. εFts ¼

CMOD1 lcs

(14)

mit: lcs = hsp = 125 mm Für Punkt E wird die zentrische Nachrisszugfestigkeit unter Verwendung des Umrechnungsfaktors β3 bestimmt. Alternativ kann sie auch in Abhängigkeit von den beiden Nachrissbiegezugfestigkeiten fR,1 und fR,3 nach Gl. (15) gebildet werden. f Ftu ¼ β3 · f R;3 ¼ 0;5 · f R;3 @ 0;2 · f R;1 � 0

(15)

Bild 6

Ausbreitmaß – Mischung A Slump flow – mixture A

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39

1

V. Mack, S. Rempel: Experimentelle Untersuchungen zur Anwendbarkeit von recycelten Kohlenstofffasern in Faserbeton

Bild 7

Ausbreitmaß – Mischung B Slump flow – mixture B

4.2

Druckfestigkeit

Die Auswirkungen verschiedener Fasergehalte auf die Druckfestigkeit des Betons sind in Tab. 7 dargestellt. Es ist ersichtlich, dass die Druckfestigkeit bei Serie H_A mit der Beimischung von Kohlenstofffasern bis zu einem Fasergehalt von 1 Vol.-% ansteigt und dann stark abnimmt. Die weitere Faserzugabe beeinträchtigt die Verarbeitbarkeit des Frischbetons und wirkt sich somit auf den Grad der Verdichtung und die Dichte aus. Eine Zugabe von 1 Vol.% Kohlenstofffasern (H_A_1) führt zu einer maximalen Erhöhung der Druckfestigkeit und einem Verstärkungsgrad von 15 %. Im Allgemeinen erhöht sich die Druckfestigkeit durch eine Erhöhung der Dichte und eine Verringerung des Luftporengehalts. Im Gegensatz dazu weist der Beton mit 2 Vol.-% Kohlenstofffasern (H_A_2) eine vergleichsweise niedrige Druckfestigkeit auf. Die Ursache für die geringere Druckfestigkeit von H_A_2 ist der unzureichende Verdichtungsgrad aufgrund des hohen Fasergehalts.

Die Ergebnisse der Serie H_B weisen im Vergleich zu H_ A eine andere Tendenz auf. Bereits niedrige Fasergehalte führen zu einer Abnahme der Druckfestigkeit, die bei höheren Fasergehalten stark abnimmt. Die Druckfestigkeit von H_B_2 ist bspw. um 28 % niedriger als die des Referenzbetons. Obwohl bei H_B_0,5 eine höhere Dichte als in Serie H_A erreicht werden kann, liegt die Druckfestigkeit Tab. 7

Druckfestigkeit fc,cube Compressive strength fc,cube

Mischungsbezeichnung

Fasergehalt [Vol.-%]

entgegen den Erwartungen deutlich unterhalb derer aus Serie H_A. Es lässt sich schlussfolgern, dass die Zugabe von längeren und schlankeren Fasern (Mischung B) das Korngefüge im Beton stört und sich negativ auf die Druckfestigkeit auswirkt. Eine ähnliche Abnahme der Druckfestigkeit durch Zugabe von gemischten Kohlenstofffasern wird auch von Guggenberger [27] beobachtet. Zudem ist ein Zusammenhang zwischen Belastungsrichtung und Druckfestigkeit erkennbar. Die Festigkeitswerte der Probewürfel, die um 90° gedreht sind und somit senkrecht zur Betonierrichtung beansprucht werden, sind um 4–10 % niedriger als die der übrigen Probewürfel. Nur H_B_2 weicht davon ab. Die Orientierung der Fasern hängt unter anderem stark von der Betonierrichtung und den Dimensionen der Schalung im Vergleich zur Faserlänge ab. Diese Orientierung beeinflusst die Festigkeitswerte, da die Fasern unterschiedlich effektiv genutzt werden. Die Gesamtergebnisse zeigen, dass Kohlenstofffasern die Druckfestigkeit von Beton verbessern können, wenn sie in einem Volumengehalt verwendet werden, der die Verarbeitbarkeit nicht beeinträchtigt und keine übermäßigen Lufteinschlüsse entstehen.

4.3

Der stabilisierte Elastizitätsmodul EC,S wird nach Verfahren A der DIN EN 12390-13 [28] bestimmt. Die Ergebnisse der Prüfungen sind als mittlerer Elastizitätsmodul der jeweiligen Faserbetonmischung in Tab. 8 dargestellt. Ähnlich wie bei der Analyse der Druckfestigkeit wird festgestellt, dass in der Serie H_A eine geringfügige Steigerung der Leistungsfähigkeit bei Betonen mit 0,5 und 1 Vol.-% Fasergehalt erreicht werden kann. Im Gegensatz dazu wird bei den Betonen der Serie H_B ein deutlich geringerer Elastizitätsmodul mit steigendem Fasergehalt beobachtet. Zum Beispiel nimmt der Elastizitätsmodul bei H_B_2 im Vergleich zum Referenzbeton um 22,6 % ab.

4.4

0°

90°

Dichte [kg/m2]

Nachrissbiegezugfestigkeit

Die Last-Verformungs-Kurven, die in diesem Abschnitt dargestellt werden, stellen den Mittelwert einer jeden Serie bestehend aus drei Einzelbalken dar und werden in den Bildern 8 und Bild 9 dargestellt. Eine Übersicht über die Tab. 8

Druckfestigkeit [N/mm2]

Elastizitätsmodul

Elastizitätsmodul EC,S Young’s modulus EC,S

Mischungsbezeichnung

Fasergehalt [Vol.-%]

Elastizitätsmodul [N/mm2]

H_0

0

64,0

64,0

2233

H_0

0

32.590

H_A_0,5

0,5

71,6

67,9

2241

H_A_0,5

0,5

33.822

H_A_1

1,0

73,8

69,4

2251

H_A_1

1,0

34.009

H_A_2

2,0

63,0

60,5

2174

H_A_2

2,0

29.958

H_B_0,5

0,5

61,4

55,3

2254

H_B_0,5

0,5

31.351

H_B_1

1,0

57,3

54,2

2213

H_B_1

1,0

29.119

H_B_2

2,0

46,1

48,3

2047

H_B_2

2,0

25.219

40

Wiley VCH 2501 / 375628

Beton- und Stahlbetonbau 120 (2025), Heft 1

Donnerstag, 12.12.2024 [S. 40/43]

1

Bild 8

Nachrissbiegezugfestigkeit fR – Mischung A Post-cracking strength fR – mixture A

Bild 9

Nachrissbiegezugfestigkeit fR – Mischung B Post-cracking strength fR – mixture B

Versuchsergebnisse ist in Tab. 9 aufgeführt. In der Serie H_0 ohne Fasern tritt erwartungsgemäß ein schlagartiges Versagen auf. Auch H_A_0,5, H_A_1 und H_B_0,5 zeigen ein sprödes Versagen mit plötzlichem Auftreten des Tab. 9

Hauptrisses. In den Versuchsserien H_A_2, H_B_1 und H_B_2 wird ein Versagen festgestellt, das mit fortschreitender Rissöffnung einhergeht. Besonders ausgeprägt ist dieses Versagen bei H_B_2. Die Biegebalken ohne Kohle-

Ergebnisübersicht Nachrissbiegezugfestigkeit Result overview of post-cracking strength

Fasergehalt [Vol.-%]

fLk

[N/mm2]

A

B

0

0,5

1

2

0,5

1

2

0,64

0,54

0,78

0,66

0,88

0,69

0,75

fR1k

4,27

4,50

4,34

4,25

4,48

4,19

4,71

fR3k

–

0,16

0,28

0,41

0,53

0,66

1,13

fmax

5,15

5,62

5,93

5,43

5,36

5,38

8,22

fFts

1,92

2,02

1,95

1,91

2,02

1,89

2,12

fFtu

–

–

–

–

–

–

–

fR3k / fR1k

> 0,5

–

×

×

×

×

×

×

fR3k / fLk

> 0,4

–

×

×

✓

✓

✓

✓

Fall

–

3

3

3

3

3

3

Klasse

–

4–

4–

4–

4–

4–

4–

Beton- und Stahlbetonbau 120 (2025), Heft 1

Wiley VCH 2501 / 375628

AUFSATZ ARTICLE

V. Mack, S. Rempel: Experimental investigations on the applicability of recycled carbon fibres in fibre-reinforced concrete

Donnerstag, 12.12.2024 [S. 41/43]

41

1

V. Mack, S. Rempel: Experimentelle Untersuchungen zur Anwendbarkeit von recycelten Kohlenstofffasern in Faserbeton

ten, dass die auf die Mantelfläche der Fasern übertragene Zugkraft die Zugfestigkeit der Faser übersteigt. Folglich ist die Einbindelänge le größer als die kritische Faserlänge lcrit.

5

Bild 10 Rissüberbrückende Faser Crack-bridging fibre

fasern zeigen bis zur maximalen Belastung einen linearen Verlauf auf und versagen anschließend spröde. Die faserbewehrten Biegebalken zeigen zunächst ebenfalls einen linearen Anstieg der Prüfspannung, bevor sich nach Bildung des Risses ein Steifigkeitsabfall einstellt. Die Belastung kann nur bei H_B_2 weiter gesteigert werden. Die maximale Prüfspannung wird bei einer Durchbiegung zwischen 0,45 mm und 0,6 mm erreicht. Auch hier bildet die Serie H_B_2 die Ausnahme mit Werten zwischen 0,75 mm und 0,95 mm. Im Anschluss sinkt die Spannung mit zunehmender Durchbiegung und Rissöffnung ab. Bei der Versuchsserie H_B_2 mit 2,0 Vol.-% der längeren Fasermischung B kann eine signifikante Steigerung der Prüfspannung (+ 60 %) im Vergleich zum Referenzbeton ohne Fasern erzielt werden. Zudem zeigt das Nachrissverhalten eine deutliche Verbesserung gegenüber den übrigen Serien.

Bei sämtlichen untersuchten Mischungen konnte durch die Zugabe der Faser ein verfestigendes Verhalten nach der Bildung des Erstrisses festgestellt werden. Die Zuordnung aller Mischungen erfolgt zur gleichen Faserbetonklasse.

Ein Einsatz als Ersatz für konventionelle Bewehrung ist nicht möglich, da die Bedingung fR3k / fR1k > 0,5 in allen Fällen nicht erfüllt wird. Bild 10 zeigt einen Hauptriss in der Balkenmitte während der Versuchsdurchführung. Die Faser ist lediglich noch in einem Rissufer eingebunden, sodass keine Kraftübertragung mehr erfolgen kann. Bei der Untersuchung der Bruchflächen wird festgestellt, dass die Fasern der Serie H_A aus der Betonmatrix gezogen werden und nicht gerissen sind. Die aus der Betonfläche herausragenden Fasern sind größtenteils noch intakt und hart. Im Gegensatz dazu kann bei der Serie H_B bereits während der Biegezugprüfung ein Reißen einzelner Fasern festgestellt werden. Einige der herausstehenden Fasern sind in diesem Fall weich und aufgesplittert. Es lässt sich vermu-

Einordnung der Untersuchungen und Zusammenfassung

Die Untersuchungen zeigen, dass die Wahl zwischen längeren oder kürzeren recycelten Kohlenstofffasern (rCF) die mechanischen Eigenschaften des Faserbetons beeinflusst.

Unabhängig von der Faserlänge beeinträchtigt die Zugabe von Fasern die Verarbeitbarkeit des Frischbetons. Allerdings kann dies durch geeignete Betonrezepturen ausgeglichen werden. Die Verteilung der rCF erfolgte homogen, ohne Anzeichen von „Igelbildung“. Bei einer Zugabe von bis zu 1 Vol.-% der Mischung A ergab sich ein Beton mit höherer Dichte und Druckfestigkeit. Das Biegetragverhalten wurde jedoch kaum beeinflusst. Im Gegensatz dazu verbesserten die Fasern der Mischung B bei Dosierungen > 1 Vol.-% die Nachrisszugfestigkeit signifikant und führten zu einem duktilen Bauteilversagen. Dies ging mit einer Reduktion der Betondruckfestigkeit bei hohem Volumenanteil dieser Faserform einher. Die Vor- und Nachteile müssen je nach Einsatzzweck abgewogen werden.

Es ist zu beachten, dass keine der untersuchten Betonmischungen die Anforderung fR3k / fR1k > 0,5, Gl. (6), zum Ersatz konventioneller Bewehrung nach fib Model Code 2010 erfüllt. Daher kann der Faserbeton in dieser Mischungszusammensetzung nur in Kombination mit konventioneller Bewehrung eingesetzt werden.

Eine Etablierung von recycelten Kohlenstofffasern als Faserbewehrung in der Baupraxis hängt davon ab, ob wirtschaftliche Leistungssteigerungen und eine ausreichende Verarbeitbarkeit erreicht werden können. Die durchgeführten Untersuchungen zeigen zwar ein Potenzial für den Einsatz von rCF als Bewehrungsmaterial in Faserbeton.

Die derzeitige Mischungszusammensetzung hat sich jedoch als nicht praktikabel erwiesen. Obgleich eine Erhöhung der Duktilität erzielt werden konnte, stellte sich das Erreichen des kritischen Fasergehalts als Herausforderung dar. Daher sind eine genauere Untersuchung des Faseranteils im Bereich von 1 bis 2 Vol.-% sowie eine Optimierung der Betonmischung zur Verbesserung der Verarbeitbarkeit und zur Erhöhung des Verbundverhaltens zwischen Faser und Matrix erforderlich.

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Beton- und Stahlbetonbau 120 (2025), Heft 1

Donnerstag, 12.12.2024 [S. 42/43]

1

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Autor:innen M. Eng. Vincent Mack vincent.mack@tha.de Technische Hochschule Augsburg An der Hochschule 1 86161 Augsburg

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Berlin: Beuth.

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V. Mack, S. Rempel: Experimental investigations on the applicability of recycled carbon fibres in fibre-reinforced concrete

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Eingereicht: 21. Juni 2024; angenommen: 27. Juli 2024.

Prof. Dr.-Ing. Sergej Rempel (Korrespondenzautor:in) sergej.rempel@hs-augsburg.de Technische Hochschule Augsburg An der Hochschule 1 86161 Augsburg

Beton- und Stahlbetonbau 120 (2025), Heft 1

Wiley VCH 2501 / 375628

Donnerstag, 12.12.2024 [S. 43/43]

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DOI: 10.1002/best.202400036

AUFSATZ

Tobias Schack, Sebastian Dittmar, Matthias Schauerte, Oliver Mazanec, Michael Haist

Luftporenbeton mit superabsorbierenden Polymeren (SAP) Teil 3: Robustheit gegenüber Schwankungen der Ausgangsstoffe und Umgebungsbedingungen Die prozesssichere Einführung des angestrebten notwendigen künstlich eingeführten Luftporengehalts im Frischbeton stellt unter bestimmten baupraktischen Randbedingungen eine große Herausforderung dar. Schwankende Eigenschaften im Luftporengehalt können zu einer erhöhten Zurückweisung von Lieferungen und zu mangelnden Betoneigenschaften im Bauteil führen. Die Einflüsse auf die Luftporenbildung und -stabilität sind vielfältig und resultieren aus betontechnologischen, herstellungsbedingten und umgebungstechnischen Bedingungen. Die Robustheit gegenüber baupraktischen Schwankungen von superabsorbierenden Polymeren (SAP) zur Einführung eines künstlichen Luftporensystems in den Festbeton ist bisher noch recht unbekannt. Im Rahmen des vorliegenden Beitrags werden aufbauend auf den vorangegangenen Teilen 1 (Frischbetoneigenschaften) und 2 (Festbetoneigenschaften) systematische Untersuchungen zur Robustheit von LP-Betonen sowohl mit superabsorbierenden Polymeren als auch klassischem LP-Bildner gegenüber Schwankungen der Ausgangsstoffe (Zement und feine Gesteinskörnung) und der Umgebungsbedingungen (Temperatur) beschrieben und diskutiert. Die experimentellen Untersuchungsergebnisse zeigen, dass superabsorbierende Polymere (SAP) im Beton sehr robust gegenüber solchen baupraktischen Einflüssen hinsichtlich der Einführung künstlicher Luftporen und des resultierenden Frost-Widerstands reagieren.

Air entraining concrete with superabsorbent polymers (SAP) – Part 3: robustness to fluctuations in raw materials and ambient conditions The production of the required artificially introduced air void content in fresh concrete poses a major challenge under certain practical construction conditions. Fluctuating properties in the air void content can lead to increased rejection of deliveries as well as to poor concrete properties. The influences on air void formation and stability are manifold and result from concrete technology, production-related and environmental conditions. The robustness of superabsorbent polymers (SAP) against practical variations for the introduction of an artificial air void system into hardened concrete is still relatively unknown. Building on the previous parts 1 (fresh concrete properties) and 2 (hardened concrete properties), this article describes and discusses systematic investigations into the robustness of LP concretes with both superabsorbent polymers and classic LP formers to fluctuations in the starting materials or ambient conditions (temperature). The experimental results show that superabsorbent polymers (SAP) in concrete react very robustly to such practical construction influences with regard to the introduction of artificial air voids and the resulting frost resistance.

Stichworte Superabsorbierende Polymere; Frischbetoneigenschaften; Festbetoneigenschaften; Robustheit; Schwankungen

Keywords superabsorbent polymers; fresh concrete properties; hardened concrete properties; robustness; fluctuations

1

spannung tensidhaltiger Flüssigkeiten mit erhöhter Temperatur [6]. Systematische Untersuchungen an Frischbetonen zeigen, dass für einen vergleichbaren Luftporengehalt bei einem Anstieg der Frischbetontemperatur von 10 °C auf 30 °C eine um den Faktor drei erhöhte Dosierung des LP-Bildners nötig war [4]. Demnach können insbesondere tageszeitliche Temperaturänderungen eine prozesssichere Beherrschbarkeit der Eigenschaften von LP-Betonen unter baupraktischen Randbedingungen erschweren. Veränderungen der Ausgangsstoffe oder der Betonzusammensetzung können ebenfalls die Einführung und Stabilität von künstlich eingeführten Luftporen bei Verwendung klassischer LP-Bildner beeinflussen. So beeinflusst u. a. der Mehlkorngehalt (< 0,125 mm) die Stabilität der künstlich eingeführten Luftporen, sodass hohe Mehlkorngehalte bei gleichbleibender Dosierung des LP-Bildners tendenziell zu einem geringeren Luftporengehalt führen [7]. Außerdem kann sich ein hoher Feinmörtelanteil (< 0,25 mm) negativ auf die Wirkung

Einleitung

Mit der gezielten Einführung von künstlichen Luftporen wird insbesondere der Frost- bzw. Frost-Tausalz-Widerstand von Betonbauwerken bzw. -bauteilen erhöht. Derartige Poren wirken im Beton zum einen als Expansionsraum für gefrierendes Wasser und – noch wichtiger – bewirken aufgrund ihrer spezifischen Größe eine Unterbrechung des Kapillartransports in solchen Betonen [1]. Bei der Anwendung von klassischen Luftporenbildern, z. B. auf Basis von Wurzelharzen, sind die Einflüsse auf die Luftporenbildung und -stabilität sehr vielfältig und resultieren sowohl aus betontechnologischen, herstellungsbedingten als auch Umgebungsbedingungen [2–4].

Eine ungünstige Wirkung auf die Luftporenbildung von klassischen LP-Bildnern im Frischbeton besitzen beispielsweise erhöhte Frischbetontemperaturen [2, 5]. Zurückzuführen ist dies u. a. auf die sinkende Oberflächen44

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© 2024 Ernst & Sohn GmbH, Berlin. Beton- und Stahlbetonbau 120 (2025), Heft 1

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von klassischem LP-Bildner auswirken, da die für die Einlagerung von Mikro-Luftporen (� 300 µm) notwendigen Zwischenräume fehlen [8]. Weitere Ausgangstoffe bzw. Veränderungen der Ausgangsstoffe wie z. B. der Zement oder Zusatzstoffe können ebenfalls zu Wechselwirkungen mit dem LP-Bildner führen. Eine detaillierte Zusammenfassung möglicher stofflicher sowie umgebungsund verfahrenstechnischer Einflüsse auf die Bildung und Stabilität künstlicher Luftporen im Frischbeton ist u. a. in [8] gegeben.

Die Robustheit gegenüber Schwankungen der Ausgangsstoffe oder den Umgebungsbedingungen von superabsorbierenden Polymeren (SAP) zur Einführung eines künstlichen Luftporensystems in den Festbeton und somit zur Sicherstellung eines ausreichemden Frost- und FrostTausalz-Widerstands ist bisher weitestgehend noch unbekannt. Vereinzelte Untersuchungen in der Literatur berücksichtigten einen möglichen Temperatureinfluss auf die Absorptionskapazität von SAP in Beton. So wurden in [9] Untersuchungen zum Aufnahmeverhalten von SAP bei 10, 20 und 30 °C durchgeführt und die Auswirkungen auf die rheologischen Eigenschaften und die Pumpfähigkeit von zementbasierten Verbundkompositen (Strain-hardening cement-based-composites (SHCC)) untersucht [9]. Dabei führte die Zugabe von SAP insbesondere zu einer Erhöhung der plastischen Viskosität unabhängig von der Temperatur. Eine veränderte Absorptionskapazität in Abhängigkeit von der Temperatur konnte bei den verwendeten SAP nicht festgestellt werden.

Im Rahmen dieses Beitrags werden systematische Untersuchungen zum Einfluss von Schwankungen der Ausgangsstoffe oder der Umgebungsbedingungen (Temperatur) auf die Frisch- und Festbetoneigenschaften von Luftporenbetonen sowohl mit klassischem LP-Bildner als auch SAP beschrieben und diskutiert. Die Untersuchungen bauen auf den bereits in den Teilen 1 und 2 dieses Beitrags vorgestellten Untersuchungen auf. Es wurden systematische Schwankungen der Ausgangsstoffe (Zement und feine Gesteinskörnung) sowie der Umgebungsbedingungen (Temperatur) simuliert und die resultierende Robustheit der Frisch- und Festbetoneigenschaften ermittelt. Der Fokus der Untersuchungen lag dabei auf dem künstlich eingeführten Luftporengehalt sowie dem Frost-Widerstand der Betone.

2

auf die Frischbetontemperatur auswirken, wurde dieser Parameter im Rahmen der Untersuchungen systematisch variiert.

2.1

Ausgangsstoffe

Als Bindemittel wurden drei Zemente der gleichen Art (CEM III/A 42,5 N nach DIN EN 197-1 [10]) aus verschiedenen Herstellwerken eingesetzt. Tab. 1 zeigt zusammenfassend einzelne physikalische charakteristische Kennwerte der Zemente. Auf eine detaillierte Beschreibung der mineralogischen Zusammensetzung der einzelnen Zemente wird hier verzichtet, da der Fokus der Untersuchungen auf den resultierenden Eigenschaften der Betone bei Zugabe von LP-Bildner oder SAP lag. Veränderungen in der Zusammensetzung des Klinkers oder des Gehaltes an Sulfat können aber aufgrund der unterschiedlichen Produktionsstandorte sicher angenommen werden. Die Gesteinskörnung bestand aus natürlichem rundem Flusskies (Weser) mit einem Größtkorn von 32 mm und einer Korngrößenverteilung entsprechend der Sieblinie A/B 32. Als feine Gesteinskörnung wurden drei verschiedene Sande (Weser, Elbe, Rhein) verwendet. Die Korngrößenverteilungen der unterschiedlichen Sande sind in Bild 1 gezeigt. Tab. 2 gibt zudem einen Überblick über charakteristische physikalische KennwerTab. 1

Charakteristische Kennwerte der unterschiedlichen Zemente Characteristic values of different cements

Bezeichnung

Dichte 3

[kg/dm ]

d10

d50

spez. Oberfläche

[µm]

[µm]

[cm2/g]

Zement I

3,039

1,6

9,8

3870

Zement II

3,046

1,5

6,8

3990

Zement III

3,028

1,6

10,2

3580

Untersuchungsmethodik

Im Rahmen dieser Untersuchungen wurden die im Teil 1 (Frischbeton) und Teil 2 (Festbeton) dieses Beitrags beschriebenen Betonzusammensetzungen entsprechend der Expositionsklasse XF3 hinsichtlich der Robustheit gegenüber praxisnahen Schwankungen der Ausgangsstoffe (Zement und feine Gesteinskörnung) sowie der Umgebungsbedingungen (Temperatur) auf die Frisch- und Festbetoneigenschaften untersucht. Da sich schwankende Temperaturbedingungen der Umgebung direkt auf die Temperaturen der Ausgangsstoffe und demnach auch

Bild 1

Korngrößenverteilungen der unterschiedlichen feinen Gesteinskörnungen (0/2) Grain size distribution of different fine aggregates (0/2)

Beton- und Stahlbetonbau 120 (2025), Heft 1

Wiley VCH 2501 / 363780

AUFSATZ ARTICLE

T. Schack, S. Dittmar, M. Schauerte, O. Mazanec, M. Haist: Air entraining concrete with superabsorbent polymers (SAP)

Donnerstag, 12.12.2024 [S. 45/54]

45

1

T. Schack, S. Dittmar, M. Schauerte, O. Mazanec, M. Haist: Luftporenbeton mit superabsorbierenden Polymeren (SAP) Tab. 2

Charakteristische Kennwerte der unterschiedlichen feinen Gesteinskörnungen (0/2) Characteristic values of different fine aggregates (0/2)

Bezeichnung

< 0,125 mm

< 0,25 mm

0,25–1,0 mm

Verwendete Ausgangsstoffe bei den systematischen Schwankungen Raw materials used in the systematic fluctuations

Tab. 4

Bezeichnung 1)

[M.-%]

ZI

Sand I

1,0

8,4

63,8

Sand II

0,6

9,1

79,3

Sand III

0,8

13,4

76,0

XF3-xx-ZI

Betonzusammensetzungen

Die in diesem Beitrag untersuchten Betonzusammensetzungen orientieren sich an den unteren Grenzwerten der DAfStb-Richtlinie „Massige Bauteile“ [13] für die Expositionsklasse XF3. Jeder Beton wurde sowohl mit klassischem LP-Bildner als auch mit SAP hergestellt. Für die Referenzmischung wurde der LP-Gehalt so gewählt, dass ein Mindestluftporengehalt von 4,0 Vol.-% nach DIN 1045-2 [14] sichergestellt war. Für die SAP-Mischungen wurde im Rahmen von Vorversuchen eine Zugabemenge von 1,0 kg/m3 SAP verbunden mit der Zugabe von 18 kg/m3 Saugwasser (entspricht ca. 50 % des Absorptionsvermögens der SAP, vgl. Abschn. 2.1) festgelegt. Diese zusätzlich (zum Zugabewasser) zugegebene Wassermenge entspricht der maximal zulässigen Menge nach [11] und wurde weder auf den w/z-Wert angerechnet noch bei der Stoffraumberechnung im Rahmen der Ermittlung des Gehalts der restlichen Ausgangsstoffe berücksichtigt. Die Frisch- (Teil 1) sowie Festbetoneigenschaften (Teil 2) der Betone mit den hier als Referenz bezeichneten Ausgangsstoffen (Zement I und Sand I) sind detailliert in den vorherigen Beiträgen beschrieben und diskutiert [15, 16]. Tab. 3 zeigt zusammenfassend die Betonzusammensetzungen mit den Referenz-AusgangsstofTab. 3

ZII

feine Gesteinskörnung ZIII

X

XF3-xx-ZII

te der unterschiedlichen Sande. Für die klassischen Luftporenbetone wurde ein auf Wurzelharz basierender Luftporenbildner (MasterAir 125, Master Builders Solutions Deutschland GmbH) eingesetzt. Darüber hinaus wurden superabsorbierende Polymere (MasterSphere 2000 [11], Master Builders Solutions Deutschland GmbH) mit einer runden Partikelform eingesetzt. Das mit dem „Teebeuteltest“ (Verfahrensbeschreibung siehe [12]) in Filtratwasser (Zementsuspension aus CEM I 42,5 mit einem w/zWert von 5) ermittelte Absorptionsvermögen der SAP beträgt nach 10 min 33 � 3 g/gSAP sowie nach 60 min 39 � 3 g/gSAP [11].

2.2

Zement

SI

SII

SIII

X X

X

XF3-xx-ZIII

X

X

XF3-xx-SI

X

X

XF3-xx-SII

X

XF3-xx-SIII

X

XF3-xx-30

X

X X X

1)

die einzelnen Betone wurden jeweils mit LP-Bildner sowie SAP hergestellt (gekennzeichnet hier mit xx)

fen. Zur Simulation praxisnaher Schwankungen der Ausgangsstoffe wurde zum einen der Zement (gleiche Zementart, unterschiedliches Herstellwerk) als auch die feine Gesteinskörnung (unterschiedliches Abbaugebiet) systematisch ausgetauscht. Darüber hinaus wurde zur Simulation von veränderten Umgebungsbedingungen die Frischbetontemperatur systematisch von 20 � 2 °C auf 30 � 2 °C erhöht. Dazu wurden die Ausgangsstoffe (Zement, Gesteinskörnung und Wasser) für 24 H bei erhöhter Temperatur vorgelagert. Die Variationen der Ausgangsstoffe sind in Tab. 4 zusammenfassend dargestellt.

Der Gehalt des LP-Bildners oder der SAP blieb jeweils gegenüber der Referenz-Zusammensetzung (XF-xx-ZI mit SI) konstant. Einzig eine geringfügige Anpassung des erforderlichen Fließmittels zur Einstellung der Konsistenz (45 � 3 cm) wurde ggf. vorgenommen.

2.3

Untersuchungsmethoden

Die Konsistenz wurde von jedem Beton 10 min nach Wasserzugabe mit dem Ausbreitmaß nach DIN EN 12350-5 [17] ermittelt. Zur Bestimmung des Luftporengehaltes im Frischbeton wurde das Druckausgleichsverfahren nach DIN EN 12350-7 [18] angewendet.

Darüber hinaus wurde die Dichte des Frischbetons in diesem Prüfgefäß (5 dm3) nach DIN EN 12350-6 [19] bestimmt.

Die Druckfestigkeit wurde nach DIN EN 12390-3 [20] an würfelförmigen Probekörpern mit den Abmessungen 100 × 100 × 100 mm3 nach 2, 7 und 28 d bestimmt. Die Probekörper wurden 24 h bei 20 � 2 °C in der Schalung und anschließend bis zur Prüfung unter Wasser (20 � 2 °C) gelagert. Zur Beurteilung des

Betonzusammensetzungen Concrete mixtures

Bezeichnung

Zement

SFA

Wasser

GK

SAP

SAP-Saugwasser

3

[kg/m ]

LP

FM

[M.-% v. Zem.]

XF3-LP

300

–

165

1840

–

–

0,20

0,16 1)

XF3-SAP

300

–

165

1840

1,0

18

–

0,96 1)

LP = Luftporenbildner; FM = verfl. Zusatzmittel ggf. geringfügige Anpassung bei Variation des Zements oder der feinen Gesteinskörnung

1)

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Beton- und Stahlbetonbau 120 (2025), Heft 1

Donnerstag, 12.12.2024 [S. 46/54]

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Bild 2

Ausbreitmaß (links) und Luftporengehalt im Frischbeton (rechts) der untersuchten Betonzusammensetzungen mit LP-Bildner und SAP unter Variation des Zements (ZI–ZIII) Consistency (left) and air void content in the fresh concrete (right) of the concrete compositions investigated with air entraining agent and SAP under variation of the cement (ZI–ZIII)

Frost-Widerstands wurde der CIF-Test nach [21] durchgeführt. Die Probekörper wurden nach 24 h entformt und 6 d lang unter Wasser (20 � 2 °C) gelagert. Nach 7 d wurden aus jeder Probe Probekörper mit den Abmessungen 150 × 100 × 70 mm3 gesägt. Die vorbereiteten Probekörper wurden bis zum Alter von 28 d trockenen Bedingungen bei 20 � 2 °C und 65 � 3 % rel. LF ausgesetzt. Anschließend wurden die Proben 7 d lang einer einseitigen kontinuierlichen Wasserlagerung unterzogen und das kapillare Saugverhalten bestimmt. Anschließend wurden FrostTau-Zyklen gestartet und der relative dynamische Elastizitätsmodul (innere Schädigung) sowie die Oberflächenabwitterung der Proben über die Zeit (28 Frost-Tau-Zyklen) bestimmt. Die charakteristischen Kennwerte des künstlichen Luftporensystems im Festbeton (GesamtLuftporengehalt A, Mikro-Luftporengehalt A300 und Abstandsfaktor L) wurden nach DIN EN 480-11 [22] ermittelt. Weitere Details zu den einzelnen Untersuchungsmethoden können Teil 1 (Frischbeton) und Teil 2 (Festbeton) dieses Beitrags entnommen werden.

3

Experimentelle Untersuchungsergebnisse

3.1

Robustheit gegenüber Schwankungen im Zement

Bild 2 zeigt das Ausbreitmaß (links) sowie den Luftporengehalt im Frischbeton (rechts) der untersuchten Betonzusammensetzungen unter Variation des Zements (ZI– ZIII). Unabhängig vom verwendeten Zement und vom Zusatzmittel (LP oder SAP) war eine zielsichere Einstellung der Konsistenz von 45 � 3 cm möglich. Lediglich geringfügige Anpassungen des FM-Gehalts waren notwendig. Dabei zeigte sich bei beiden Zusatzmitteln (LP oder SAP) bei Verwendung von ZIII ein geringfügig erhöhter notwendiger Fließmittelbedarf zur Einstellung der Ziel-

konsistenz. Der Luftporengehalt im Frischbeton ist bei Verwendung von SAP, unabhängig vom Zement in einem relativ konstanten Wertebereich von 0,9 Vol.-% bis 1,0 Vol.-%. Dagegen sind bei Verwendung von LP-Bildner leicht höhere Schwankungen im Luftporengehalt in einem Wertebereich von 4,1 Vol.-% bis 5,7 Vol.-% unter Variation des Zements zu beobachten. Demnach ist der Schwankungsbereich der Luftporengehalte im Frischbeton bei konstanter Dosierung des LP-Bildners unter Variation des Zements deutlich größer. Insbesondere bei Verwendung des Zements ZII ist nur ein sehr geringer Luftporengehalt an der Grenze des Mindestluftporengehalts nach DIN 1045-2 [14] vorhanden.

Der Luftporengehalt im Frischbeton wird zwar als maßgebender Kennwert zur Annahme des Frischbetons herangezogen, zur Sicherstellung eines ausreichenden FrostWiderstands ist jedoch insbesondere der Mikro-Luftporengehalt im Festbeton entscheidend. Tab. 5 zeigt zusammenfassend die im Festbeton ermittelten charakteristischen Kennwerte des künstlichen Luftporengefüges. AufTab. 5

Charakteristische Kennwerte des künstlichen Luftporensystems im Festbeton unter Variation des Zements Characteristic values of artificial entrained air void system in hardened concrete

Bezeichnung

A

A300

L

(Vol.-%)

(Vol.-%)

(mm)

XF3-LP-ZI

4,0

2,7

0,17

XF3-SAP-ZI

4,7

2,3

0,25

XF3-LP-ZII

5,0

2,4

0,14

XF3-SAP-ZII

6,5

2,8

0,22

XF3-LP-ZIII

5,4

2,7

0,20

XF3-SAP-ZIII

5,1

2,2

0,25

Beton- und Stahlbetonbau 120 (2025), Heft 1

Wiley VCH 2501 / 363780

AUFSATZ ARTICLE

T. Schack, S. Dittmar, M. Schauerte, O. Mazanec, M. Haist: Air entraining concrete with superabsorbent polymers (SAP)

Donnerstag, 12.12.2024 [S. 47/54]

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1

T. Schack, S. Dittmar, M. Schauerte, O. Mazanec, M. Haist: Luftporenbeton mit superabsorbierenden Polymeren (SAP)

fällig ist, dass der Mikro-Luftporengehalt A300 im Festbeton unabhängig vom verwendeten Zusatzmittel (LP oder SAP) Werte in einem relativ engen Bereich von 2,2 Vol.-% (XF3-SAP-ZIII) bis 2,8 Vol.-% (XF3-SAPZIII) aufweist. Demnach überschreiten alle Betone die Mindestwerte für den Mikro-Luftporengehalt A300 für einen ausreichenden Frost-Widerstand sowohl nach [14] (� 1,5 Vol.-% bei der Zulassungsprüfung) als auch nach [11] (� 1,8 Vol.-% bei Verwendung von SAP). Diese Kennwerte werden von den Ergebnissen der im CIF-Test ermittelten inneren Schädigung bestätigt (Bild 3 Mitte).

Alle Betone zeigen nur einen geringen Abfall des relativen dynamischen E-Moduls mit zunehmender Frost-TauBeanspruchung. Unabhängig vom verwendeten Zusatzmittel und Zement weisen alle Betone Werte für den relativen dynamischen E-Modul von über 0,97 nach 28 Frost-Tau-Zyklen auf. Die Oberflächenabwitterung der LP-Betone ist tendenziell geringfügig höher als bei den Betonen mit SAP unabhängig vom verwendeten Zement (Bild 3 rechts). Dabei gilt jedoch zu beachten, dass die Oberflächenabwitterung bei allen Betonen unabhängig vom Zusatzmittel auf geringem Niveau ist (Grenzwert nach [21] !1000 g/m2). Auffällig ist darüber hinaus, dass bei allen Betonen mit SAP, unabhängig vom verwendeten Zement eine geringere kapillare Wasseraufnahmekapazität nach 7 d gegenüber den LP-Betonen ermittelt werden kann (Bild 3 links). Dies deutet auf eine erhöhte Gefügedichtigkeit bei den untersuchten Betonen mit SAP hin.

3.2

Robustheit gegenüber Schwankungen der feinen Gesteinskörnung

Das Ausbreitmaß (links) sowie der Luftporengehalt im Frischbeton (rechts) der untersuchten Betonzusammen-

setzungen unter Variation der feinen Gesteinskörnung (SI–SIII) sind in Bild 4 dargestellt. Zur Einstellung der Zielkonsistenz von 45 � 3 cm war jeweils nur eine geringfügige Anpassung des Fließmittelgehaltes bei Austausch der feinen Gesteinskörnung (SI–SIII) notwendig. Insbesondere bei Verwendung von SII und SAP war eine geringere Fließmitteldosierung notwendig. Das erzielte Ausbreitmaß lag mit der geringsten FM-Menge der SAPBetone leicht über dem Zielbereich mit 50 cm.

Vergleichbar zu den in Abschn. 3.1 beschriebenen Ergebnissen, weisen die SAP-Betone auch bei Variation der feinen Gesteinskörnung Luftporengehalte im Frischbeton in einem konstanten Wertebereich von 0,8 Vol.-% (SIII) bis 1,1 Vol.-% (SII) auf. Bei Verwendung von klassischem LP-Bildner führen die unterschiedlichen Varianten der feinen Gesteinskörnung zu höheren Schwankungen im Luftporengehalt im Frischbeton in einem Wertebereich von 4,6 Vol.-% (SIII) bis 5,7 Vol.-% (SI). Im Festbetongefüge und hier insbesondere im Mikro-Luftporengehalt A300 sind die resultierenden Veränderungen infolge der unterschiedlichen feinen Gesteinskörnungen jedoch nicht so stark ausgeprägt (Tab. 6). Unabhängig vom Zusatzmittel (LP oder SAP) und von der feinen Gesteinskörnung (SI–SIII) zeigen die Mikro-Luftporengehalte Werte von 2,2 Vol.-% (XF3-SAP-SII) bis 2,7 Vol.-% (XF3-SAP-ZI). Demnach weisen alle untersuchten Betone einen Mikro-Luftporengehalt oberhalb der in [11 bzw. 14] genannten Grenzwerte für einen ausreichenden Frost-Widerstand auf. Die im CIF-Test ermittelten Ergebnisse bestätigen die ermittelten LuftporenKennwerte im Festbetongefüge (Bild 5). Unabhängig von der feinen Gesteinskörnung weisen sowohl die untersuchten LP-Betone als auch die SAP-Betone einen sehr hohen Frost-Widerstand auf. Nach 28 Frost-Tau-Wechseln ist eine maximale Reduktion des relativen dynami-

Bild 3

Kapillare Wasseraufnahmekapazität nach 7 d (links), relativer dynamischer E-Modul (Mitte) und Oberflächenabwitterung (rechts) der untersuchten Betonzusammensetzungen mit LP-Bildner und SAP unter Variation des Zements (ZI–ZIII) Capillary water absorption capacity after 7 d (left), relative dynamic elastic modulus (center) and concrete spalling (right) of tested concrete compositions investigated with air entraining agent and SAP under variation of the cement (ZI–ZIII)

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Donnerstag, 12.12.2024 [S. 48/54]

1

Bild 4

Ausbreitmaß (links) und Luftporengehalt im Frischbeton (rechts) der untersuchten Betonzusammensetzungen mit LP-Bildner und SAP unter Variation der feinen Gesteinskörnung (SI–SIII) Consistency (left) and air void content in the fresh concrete (right) of the concrete compositions investigated with air entraining agent and SAP under variation of fine aggregates (SI–SIII)

Tab. 6

Charakteristische Kennwerte des künstlichen Luftporensystems im Festbeton unter Variation der feinen Gesteinskörnung Characteristic values of artificial entrained air void system in hardened concrete under variation of fine aggregates

Bezeichnung

A

A300

L

(Vol.-%)

(Vol.-%)

(mm)

XF3-LP-SI

5,4

2,7

0,20

XF3-SAP-SI

5,1

2,2

0,25

XF3-LP-SII

4,8

2,4

0,21

XF3-SAP-SII

4,0

2,2

0,24

XF3-LP-SIII

5,3

2,2

0,18

XF3-SAP-SIII

4,6

2,3

0,22

schen E-Moduls auf 0,97 (XF3-SAP-SI) festzustellen (Bild 5 Mitte). Bei der Oberflächenabwitterung können bei den SAP-Betonen tendenziell geringere Abwitterungsmengen in einem Wertebereich von 181 g/m2 (SIII) bis 274 g/m2 (SI) nach 28 Frost-Tau-Wechseln beobachtet werden. Dagegen zeigen die vergleichbaren klassischen LP-Betone Abwitterungsmengen in einem Wertebereich von 382 g/m2 (SI) bis 552 g/m2 (SIII) nach 28 Frost-TauWechseln. Ein systematischer Zusammenhang der unterschiedlichen feinen Gesteinskörnungen unter Berücksichtigung der luftporenbildenden Zusatzmittel ist dabei nicht zu erkennen. So zeigt der Beton mit der feinen Gesteinskörnung SI bei Verwendung von SAP die höchste Abwitterung (274 g/m2) bei den SAP-Betonen und der LP-Beton die geringste Abwitterung (382 g/m2) bei den klassischen LP-Betonen. Bei Verwendung der feinen Gesteinskörnung SIII ist es genau umgekehrt. Generell muss bei den ermittelten Abwitterungsmengen festgehalten werden, dass die untersuchten Betone relativ geringe Abwitterungsmengen unterhalb des Grenzwerts von

1000 g/m2 nach [21] aufweisen und somit als frostbeständig einzustufen sind.

3.3

Robustheit gegenüber Schwankungen der Frischbetontemperatur

Bild 6 zeigt das Ausbreitmaß (links) und den Luftporengehalt im Frischbeton (rechts) der untersuchten Betonzusammensetzungen unter Variation der Frischbetontemperatur. Die Einstellung der Zielkonsistenz von 45 � 3 cm war bei allen Betonen unabhängig von der Frischbetontemperatur zielsicher möglich. Dagegen zeigt sich, dass der Luftporengehalt im Frischbeton bei dem klassischen LP-Beton infolge der erhöhten Frischbetontemperatur von 30 °C deutlich reduziert ist gegenüber dem LP-Beton mit 20 °C. So reduziert sich der Luftporengehalt im Frischbeton von 5,7 Vol.-% (XF3-LP-20) auf 3,1 Vol.-% (XF3-LP-30) bei einer identischen Zugabemenge des LP-Bildners. Demnach kann bei einer erhöhten Frischbetontemperatur der Mindest-Luftporengehalt von 4,0 Vol.-% nach [14] nicht eingehalten werden. Im Festbeton zeigen die LP-Betone jedoch unabhängig von der Frischbetontemperatur einen Mikro-Luftporengehalt A300 von 2,7 Vol.-% (XF3-LP-20) bzw. 2,0 Vol.-% (XF3LP-30) und demnach jeweils einen Wert oberhalb des Grenzwerts nach [14] für einen ausreichenden Frost-Widerstand (Tab. 7). Bei den SAP-Betonen ist dagegen kein Einfluss der Frischbetontemperatur auf die Luftporenkennwerte, sowohl im Frisch- als auch Festbeton, festzustellen (Bild 6 und Tab. 7). Der Frost-Widerstand ist bei allen untersuchten Betonen unabhängig vom luftporenbildenden Zusatzmittel (LP oder SAP) gegeben (Bild 7). Der relative dynamische E-Modul zeigt nach 28 Frost-Tau-Wechseln Werte in einem Bereich von 0,97 (XF3-SAP-20) bis 1,01 (XF3-LP-30). Bei dem LP-Beton Beton- und Stahlbetonbau 120 (2025), Heft 1

Wiley VCH 2501 / 363780

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T. Schack, S. Dittmar, M. Schauerte, O. Mazanec, M. Haist: Air entraining concrete with superabsorbent polymers (SAP)

Donnerstag, 12.12.2024 [S. 49/54]

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1

T. Schack, S. Dittmar, M. Schauerte, O. Mazanec, M. Haist: Luftporenbeton mit superabsorbierenden Polymeren (SAP)

Bild 5

Kapillare Wasseraufnahmekapazität nach 7 d (links), relativer dynamischer E-Modul (Mitte) und Oberflächenabwitterung (rechts) der untersuchten Betonzusammensetzungen mit LP-Bildner und SAP unter Variation der feinen Gesteinskörnung (SI–SIII) Capillary water absorption capacity after 7 d (left), relative dynamic elastic modulus (center) and concrete spalling (right) of tested concrete compositions investigated with air entraining agent and SAP under variation of fine aggregates (SI–SIII)

Bild 6

Ausbreitmaß (links) und Luftporengehalt im Frischbeton (rechts) der untersuchten Betonzusammensetzungen mit LP-Bildner und SAP unter Variation der Frischbetontemperatur (20 °C und 30 °C) Consistency (left) and air void content in the fresh concrete (right) of the concrete compositions investigated with air entraining agent and SAP under variation of the temperature (20 °C and 30 °C)

mit erhöhter Frischbetontemperatur kann jedoch eine deutlich erhöhte Oberflächenabwitterung von 873 g/m2 nach 28 Frost-Tau-Wechseln festgestellt werden.

4

Diskussion

Die experimentellen Untersuchungsergebnisse zeigen, dass insbesondere der Luftporengehalt im Frischbeton bei Verwendung von klassischem LP-Bildner infolge veränderter Ausgangsstoffeigenschaften (Zement oder feine Gesteinskörnung) oder der Temperatur beeinflusst wer50

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den kann. Bei dem Mikro-Luftporengehalt A300 im Festbetongefüge konnten dagegen nicht so starke Schwankungen infolge dieser Veränderungen festgestellt werden. Demgegenüber zeigten die SAP-Betone bei allen ermittelten Eigenschaften nur relativ geringe Schwankungen infolge der veränderten Ausgangsstoffeigenschaften oder der Temperatur. Die SAP-Betone reagierten sehr robust auf die systematischen Schwankungen. Infolge der Wasserabgabe der SAP während der Hydratation und Austrocknung des Betons können zielsicher künstliche Luftporen in das Festbetongefüge eingeführt werden. Bild 8 zeigt den Zusammenhang zwi-

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1

Tab. 7

Charakteristische Kennwerte des künstlichen Luftporensystems im Festbeton der untersuchten Betonzusammensetzungen mit LP-Bildner und SAP unter Variation der Frischbetontemperatur (20 °C und 30 °C) Characteristic values of artificial entrained air void system in hardened concrete under variation of the temperature (20 °C and 30 °C)

Bezeichnung

A

A300

L

(Vol.-%)

(Vol.-%)

(mm)

XF3-LP-20

5,4

2,7

0,20

XF3-SAP-20

5,1

2,2

0,25

XF3-LP-30

3,8

2,0

0,21

XF3-SAP-30

5,5

2,7

0,24

schen dem Luftporengehalt im Frischbeton und dem berechneten theoretischen Porenvolumen (ΔLPA-FB), welches durch die Zugabe der SAP in den Festbeton eingeführt wird. Dazu wurde vom im Festbeton ermittelten Gesamt-Luftporengehalt A der im Frischbeton ermittelte Luftporengehalt subtrahiert. Da die SAP im Frischbeton mit Wasser gefüllt sind und demnach noch keine Luftporenwirkung zeigen, kann bei den SAP-Betonen im Frischbeton jeweils nur der normale Luftporenanteil ermittelt werden. Bei einem mittleren maximalen Absorptionsvermögen der SAP von 36 g/gSAP und der im Rahmen dieser Untersuchungen verwendeten SAP-Zugabemenge von 1,0 kg/m3 muss bei den berechneten ΔLPA-FB-Werten theoretisch ein Luftporenanteil von ca. 3,6 Vol.-% rauskommen. Die ermittelten ΔLPA-FB-Werte der untersuchten SAP-Betone in Bild 8 zeigen, dass die SAP zielsicher den theoretisch abgeleiteten Luftporengehalt von ca.

3,6 Vol.-% in den Festbeton einführen. Die untersuchten SAP-Betone weisen ΔLPA-FB-Werte in einem Wertebereich von 3,2 Vol.-% bis 4,2 Vol.-% auf. Einzig der SAPBeton XF3-SAP-SII zeigt mit 3,2 Vol.-% einen geringfü-

Bild 7

gig verringerten ΔLPA-FB-Wert unterhalb des nach [11] zu erwartenden Wertebereichs bei einer Wasseraufnahme von über 60 min.

Bild 9 zeigt sowohl den Luftporengehalt im Frischbeton als auch den Mikro-Luftporengehalt A300 im Festbetongefüge aller untersuchten Betonzusammensetzungen. Der geringere Luftporengehalt im Frischbeton bei den SAPBetonen, infolge der Aufnahme von Wasser, welches von den SAP im Frischbeton zurückgehalten wird, ist deutlich zu erkennen. Dabei variieren die Werte infolge der systematischen Schwankungen jedoch in einem sehr engen Bereich. Der Schwankungsbereich ist bei den Betonen mit klassischem LP-Bildner dagegen deutlich größer. Insbesondere gilt es dabei zu beachten, dass die Werte dabei sogar in den kritischen Bereich des Mindestluftporengehaltes nach [14] infolge des Austausches vom Zement fallen (hier 4,0 Vol.-%). Bei Erhöhung der Frischbetontemperatur auf 30 °C ist dieser Grenzwert sogar deutlich unterschritten. Im Festbetongefüge sind dagegen jeweils unabhängig von der Zusatzmittelart (LP oder SAP) MikroLuftporen in vergleichbarer Größenordnung vorhanden.

Dies erklärt auch den sehr hohen Frost-Widerstand aller untersuchten Betone. Unabhängig davon sollte jedoch beachtet werden, dass die Annahme des Frischbetons auf der Baustelle ausschließlich anhand des Luftporengehalts im Frischbeton geprüft werden kann und dort schwankende Werte bzw. geringe Luftporengehalte im Frischbeton zu einer Ablehnung des Frischbetons führen können.

Bild 10 zeigt die Druckfestigkeit nach 28 d in Abhängigkeit vom Luftporengehalt im Frischbeton aller untersuchten Betonzusammensetzungen unter Variation des Zements (ZI–ZIII), der feinen Gesteinskörnung (SI–SIII) und der Frischbetontemperatur (20 °C und 30 °C). Erwar-

Kapillare Wasseraufnahmekapazität nach 7 d (links), relativer dynamischer E-Modul (Mitte) und Oberflächenabwitterung (rechts) der untersuchten Betonzusammensetzungen mit LP-Bildner und SAP unter Variation der Frischbetontemperatur (20 °C und 30 °C) Capillary water absorption capacity after 7 d (left), relative dynamic elastic modulus (center) and concrete spalling (right) of tested concrete compositions investigated with air entraining agent and SAP under variation of fresh concrete temperature (20 °C and 30 °C)

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Bild 8

Gegenüberstellung des berechneten ΔLPA-FB-Werts (von den SAP in den Festbeton eingeführtes Luftporenvolumen) und des Luftporengehalts im Frischbeton aller untersuchten Betonzusammensetzungen unter Variation der Ausgangsstoffe (Zement oder feine Gesteinskörnung) und der Umgebungsbedingungen (Temperatur) Comparison of the calculated ΔLPA-FB-value and the air void content in fresh concrete of all concrete compositions investigated under variation of the raw materials (cement or fine aggregate) and the ambient conditions (temperature)

tungsgemäß ist bei den LP-Betonen mit abnehmendem Luftporengehalt eine nahezu linear zunehmende Druckfestigkeit zu beobachten. Die ermittelten Druckfestigkeiten weisen Werte in einem Bereich von 42,2 MPa bis 33,7 MPa auf. Bei Verwendung von SAP ist die Spanne des Wertebereichs vergleichbar. Die ermittelten Druckfestigkeiten liegen zwischen 37,0 MPa und 45,4 MPa. Im Mittel zeigen die SAP-Betone vergleichbare Druckfestigkeitswerte wie der vergleichbare LP-Beton mit einem Luftporengehalt im Bereich des Mindestluftporengehalts von 4,0 Vol.-% nach [14]. Auffällig in Bild 10 ist zudem der Rückgang der Druckfestigkeit bei erhöhter Frischbetontemperatur von 30 °C bei dem LP-Beton. Trotz eines reduzierten Luftporengehalts von 3,1 Vol.-% im Frischbeton ist eine relativ geringe Druckfestigkeit von 33,7 MPa zu beobachten und demnach auf vergleichbarem Niveau wie bei dem LP-Beton mit 5,7 Vol.-% Luftporen im Frischbeton. Dagegen ist bei dem SAP-Beton mit erhöhter Frischbetontemperatur von 30 °C nur ein geringer Rückgang der Druckfestigkeit feststellbar. Die Druckfestigkeit fällt dabei von 43,0 MPa (Mittelwert der SAP-Betone bei 20 °C) auf 37,0 MPa (XF3-SAP-30). Die Gegenüberstellung des Gesamt-Luftporengehalts A im Festbeton und der Druckfestigkeit bestätigt die zuvor beschriebenen Tendenzen (Bild 11). Mit zunehmendem Gesamt-Luftporengehalt im Festbeton kann bei den Betonen mit LP-Bildner eine leichte Reduktion der Druckfestigkeit festgestellt werden. Die Druckfestigkeiten der SAP-Betone zeigen dabei bei vergleichbarem GesamtLuftporengehalt tendenziell geringfügig höhere Druckfestigkeitswerte. Demnach lässt sich festhalten, dass die 52

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Bild 9

Gegenüberstellung des Mikro-Luftporengehalts A300 und des Luftporengehalts im Frischbeton aller untersuchten Betonzusammensetzungen unter Variation der Ausgangsstoffe (Zement oder feine Gesteinskörnung) und der Umgebungsbedingungen (Temperatur) Comparison of the micro air void content A300 and the air void content in fresh concrete of all concrete compositions investigated under variation of the raw materials (cement or fine aggregate) and the ambient conditions (temperature)

Bild 10 Druckfestigkeit nach 28 d in Abhängigkeit vom Luftporengehalt im Frischbeton aller untersuchten Betonzusammensetzungen unter Variation der Ausgangsstoffe (Zement oder feine Gesteinskörnung) und der Umgebungsbedingungen (Temperatur) Compressive strength (28 d) as a function of the air void content in the fresh concrete of all concrete compositions investigated under variation of the raw materials (cement or fine aggregate) and the ambient conditions (temperature)

untersuchten Betone bei Zugabe von SAP robust sowohl auf Schwankungen der Ausgangsstoffe als auch der Temperatur hinsichtlich des Gesamt-Luftporengehalts und somit auch der Druckfestigkeit reagieren. Dies zeigte sich

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Bild 11 Druckfestigkeit nach 28 d in Abhängigkeit vom Gesamt-Luftporengehalt A im Festbeton aller untersuchten Betonzusammensetzungen unter Variation der Ausgangsstoffe (Zement oder feine Gesteinskörnung) und der Umgebungsbedingungen (Temperatur) Compressive strength (28 d) as a function of the air void content A in the hardened concrete of all concrete compositions investigated under variation of the raw materials (cement or fine aggregate) and the ambient conditions (temperature)

auch bei dem bereits zuvor beschriebenen Mikro-Luftporengehalt und dem daraus resultierenden sehr hohen Frost-Widerstand der untersuchten Betone.

5

Zusammenfassung

Im vorliegenden Beitrag wurden systematische Untersuchungen zum Einfluss superabsorbierender Polymere auf die Frisch- und Festbetoneigenschaften unter Variation systematischer Schwankungen der Ausgangsstoffe (Zement und feine Gesteinskörnung) sowie der Umgebungsbedingungen (Temperatur) vorgestellt. Als Referenz wurden Betone mit nahezu vergleichbarer sonstiger Zusammensetzung, die mit klassischem Luftporenbildner hergestellt wurden, herangezogen. Die gewonnenen Erkenntnisse der durchgeführten Untersuchungen können wie folgt zusammengefasst werden: – Schwankungen in den Eigenschaften der Ausgangsstoffe (Zement oder feine Gesteinskörnung) können bei klassischen LP-Betonen zu deutlichen Veränderungen des Luftporengehalts im Frischbeton führen. Betone mit SAP reagieren sehr robust im Luftporengehalt

des Frischbetons gegenüber solchen Schwankungen der Ausgangsstoffe.

– Eine Erhöhung der Frischbetontemperatur (hier: 30 °C) führt bei Anwendung klassischer LP-Bildner (konstante Dosiermenge wie bei 20 °C) zu einer deutlichen Reduktion des Luftporengehalts im Frischbeton.

Bei Anwendung von SAP ist dagegen keine Beeinflussung infolge der erhöhten Temperatur festzustellen.

– Unabhängig von den systematischen Schwankungen der Ausgangstoffe und der Temperatur wird von den SAP der Luftporengehalt im Festbeton entsprechend der Zugabemenge und dem maximalen Absorptionsvermögen zielsicher eingeführt.

– Unabhängig von den systematischen Schwankungen (Zement, feine Gesteinskörnung und Temperatur) und der Art des Zusatzmittels (LP oder SAP) konnte bei allen untersuchten Betonen ein Mikro-Luftporengehalt A300 oberhalb der Grenzwerte nach [11, 14] festgestellt werden. Dementsprechend besitzen die untersuchten Betone auch einen sehr hohen Frost-Widerstand unabhängig von der Zusatzmittelart (LP oder SAP).

– Die Druckfestigkeit wird bei klassischen LP-Betonen infolge schwankender Ausgangsstoffeigenschaften und des resultierenden schwankenden Gesamt-Luftporengehalts stärker beeinflusst als bei Anwendung von SAP. Bei vergleichbarem Gesamt-Luftporengehalt im Festbeton zeigen die SAP-Betone tendenziell geringfügig höhere Druckfestigkeiten als die Betone mit klassischem LP-Bildner.

– Bei einer erhöhten Frischbetontemperatur (hier: 30 °C) ist bei dem LP-Beton trotz eines geringen GesamtLuftporengehalts im Festbeton eine reduzierte Druckfestigkeit zu beobachten. Ein signifikanter Einfluss der Frischbetontemperatur auf die Druckfestigkeit kann dagegen bei Anwendung von SAP nicht festgestellt werden.

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Zusammenfassend kann festgehalten werden, dass die untersuchten Betone bei Anwendung von superabsorbierenden Polymeren (SAP) sehr robust gegenüber Einflüssen aus schwankenden Ausgangsstoffen (Zement oder feine Gesteinskörnung) und den Umgebungsbedingungen (Temperatur) hinsichtlich der Einführung künstlicher Luftporen und des resultierenden Frost-Widerstands reagieren. Dabei gilt es zu beachten, dass die hier beschriebenen Erkenntnisse nur für die untersuchten Eigenschaften unter den simulierten Randbedingungen gelten. In weiteren Untersuchungen gilt es zu ermitteln, wie sich solche Schwankungen der Ausgangsstoffe oder der Umgebungsbedingungen auf weitere Frisch- und Festbetoneigenschaften bei Anwendung von SAP auswirken.

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[13] Deutscher Ausschuss für Stahlbeton [Hrsg.] (2010) Massige Bauteile aus Beton. Berlin: Beuth.

[14] DIN 1045-2:2023-08 (2023) Tragwerke aus Beton, Stahlbeton und Spannbeton – Teil 2: Beton. Berlin: Beuth.

[15] Schack, T.; Dittmar, S.; Schauerte, M.; Mazanec, O.; Haist, M. (2024) Luftporenbeton mit superabsorbierenden Polymeren (SAP) – Teil 1: Frischbetoneigenschaften. Beton- und Stahlbetonbau 119, H. 7, S. 468–478. https://doi.org/10.1002/best.

202400011 [16] Schack, T.; Dittmar, S.; Schauerte, M.; Mazanec, O.; Haist, M. (2024) Luftporenbeton mit superabsorbierenden Polymeren (SAP) – Teil 2: Festbetoneigenschaften. Beton- und Stahlbetonbau 119. https://doi.org/10.1002/best.202400012 [17] DIN EN 12350-5:2019-09 (2019) Prüfung von Frischbeton – Teil 5: Ausbreitmaß. Berlin: Beuth.

[18] DIN EN 12350-7:2019-09 (2019) Prüfung von Frischbeton – Teil 7: Luftgehalt – Druckverfahren. Berlin: Beuth.

[19] DIN EN 12350-6:2019-09 (2019) Prüfung von Frischbeton – Teil 6: Frischbetonrohdichte. Berlin: Beuth.

[20] DIN EN 12390-3:2019-10 (2019) Prüfung von Festbeton – Teil 3: Druckfestigkeit von Probekörpern. Berlin: Beuth.

[21] Bundesanstalt für Wasserbau [Hrsg.] (2012) BAWMerkblatt Frostprüfung für Beton (MFB). Karlsruhe. Bundesanstalt für Wasserbau (BAW-Merkblätter, -Empfehlungen und -Richtlinien).

[22] DIN EN 480-11:2005-12 (2005) Zusatzmittel für Beton, Mörtel und Einpressmörtel – Prüfverfahren – Teil 11: Bestimmung von Luftporenkennwerten in Festbeton. Berlin: Beuth.

Autor:innen Dr.-Ing. Tobias Schack (Korrespondenzautor:in) t.schack@baustoff.uni-hannover.de Leibniz Universität Hannover Institut für Baustoffe Appelstraße 9 A 30167 Hannover

Dr.-Ing. Oliver Mazanec oliver.mazanec@masterbuilders.com Master Builders Solutions Deutschland GmbH Dr.-Albert-Frank-Straße 32 83308 Trostberg

Dipl.-Ing. Sebastian Dittmar sebastian.dittmar@masterbuilders.com Master Builders Solutions Deutschland GmbH Ernst-Thälmann-Str. 9 39443 Staßfurt

Prof. Dr.-Ing. Michael Haist haist@baustoff.uni-hannover.de Leibniz Universität Hannover Institut für Baustoffe Appelstraße 9 A 30167 Hannover

Dr.-Ing. Matthias Schauerte matthias.schauerte@masterbuilders.com Master Builders Solutions Deutschland GmbH Ernst-Thälmann-Str. 9 39443 Staßfurt

Zitieren Sie diesen Beitrag Schack, T.; Dittmar, S.; Schauerte, M.; Mazanec, O.; Haist, M. (2025) Luftporenbeton mit superabsorbierenden Polymeren (SAP) – Teil 3: Robustheit gegenüber Schwankungen der Ausgangsstoffe und Umgebungsbedingungen. Beton- und Stahlbetonbau 120, H. 1, S. 44–54. https://doi.org/10.1002/best.202400036 Dieser Aufsatz wurde in einem Peer-Review-Verfahren begutachtet.

Eingereicht: 23. Mai 2024; angenommen: 21. Juni 2024.

54

Wiley VCH 2501 / 363780

Beton- und Stahlbetonbau 120 (2025), Heft 1

Donnerstag, 12.12.2024 [S. 54/54]

1

Michael Haist, Christian Glock, Udo Wiens, Michael Heckmann, Tobias Schack

BERICHT

Die neue DAfStb-Richtlinie „Treibhausgasreduzierte Tragwerke aus Beton, Stahlbeton oder Spannbeton“ – Meilenstein für den Klimaschutz Mit Blick auf den bereits vorhandenen Klimawandel wird deutlich, dass eine möglichst schnelle Reduktion der Treibhausgasemissionen (THG-Emissionen) auch im Bauwesen notwendig ist und klimafreundliche Lösungen zunehmend an Bedeutung gewinnen. Um eine quantifizierbare Vergleichbarkeit der „Klimafreundlichkeit“ unterschiedlicher Lösungen zu ermöglichen, wurde vom Technischen Ausschuss „Nachhaltig Bauen mit Beton (TA NBB)“ des Deutschen Ausschusses für Stahlbeton (DAfStb) innerhalb von rund zwei Jahren die Richtlinie „Treibhausgasreduzierte Tragwerke aus Beton, Stahlbeton oder Spannbeton (THG-Richtlinie)“ entwickelt. Die THG-Richtlinie führt zusätzlich zu den im Bauwesen bekannten Grenzzuständen der Tragfähigkeit und Gebrauchstauglichkeit eine quantifizierbare Anwendungsregel zur Klimaverträglichkeit ein. Durch die in der Richtlinie entwickelten Regelungen und Nachweisformate wird es zukünftig möglich, die im Zuge der Errichtung und Entsorgung eines Betonbauwerks maßgebenden THG-Emissionen nach einheitlichen Standards zu errechnen und in ein Klassifizierungssystem einzuordnen.

Bauherren und Bauherrinnen sowie Planende können durch die Einführung eines Klassifizierungssystems Zielvorgaben zu den zu realisierenden Treibhausgaseinsparungen im Vergleich zu einem Referenzbauwerk bzw. -bauteil festlegen. Die THG-Richtlinie ist ein zentrales Element in der Strategie des DAfStb, die Betonbauweise auch in Zeiten großer ökologischer und technischer Herausforderungen in die Zukunft zu führen. Vielfältige Anstrengungen auf Seiten der Zement-, Beton- und Stahlindustrie sowie der Bauindustrie und auch der Planenden belegen dabei, dass bereits heute praxistaugliche und sichere Lösungen vorliegen, um die THG-Emissionen der Betonbauweise signifikant zu reduzieren. Große Unsicherheit besteht allerdings im Markt, wie ökologisch und wie nachhaltig derartige Lösungen sind. Neben der DAfStb-THG-Richtlinie hat der DAfStb daher vielfältige Dokumente und Hilfsmittel entwickelt, die es Planerinnen und Planern ermöglichen, „ökologische Aspekte“ sicher planbar zu machen [1, 2].

The new DAfStb guideline “Greenhouse gas-reduced loadsupporting structures made of concrete, reinforced or prestressed concrete” – a milestone for climate protection In view of the existing climate change, it is clear that the fastest possible reduction of greenhouse gas emissions (GHG emissions) is also evident in the construction industry. Climate-friendly solutions are becoming increasingly important.

In order to enable a quantifiable comparison of the “climate friendliness” of different solutions, the Technical Committee “Sustainable Construction with Concrete (TA NBB)” of the German Committee for Structural Concrete (DAfStb) developed the guideline “Greenhouse gas-reduced load-supporting structures made of concrete, reinforced or prestressed concrete (GHG guideline)” within around two years. The GHG guideline introduces a quantifiable application rule for climate compatibility in addition to the limit states of load-bearing capacity and serviceability known in the construction industry.

The regulations and verification formats developed in the guideline will make it possible in future to calculate the relevant GHG emissions during the construction and disposal of a concrete structure acc. to uniform standards and to categorize them in a classification system. By introducing this classification system, clients, architects and structural engineers are enabled to set targets for the greenhouse gas savings to be achieved in comparison to a reference building or building component. The GHG guideline is a central element in the DAfStb’s strategy to lead concrete construction into the future, even in times of major ecological and technical challenges. Diverse efforts on the part of the cement, concrete and steel industries as well as the construction industry, architects and structural engineers prove that practical and safe solutions are already available today to significantly reduce the GHG emissions of concrete construction. However, there is great uncertainty in the market as to how ecological and sustainable such solutions are. In addition to the DAfStb GHG guideline, the DAfStb has therefore developed a wide range of documents and tools that enable architects and structural engineers to plan “ecological aspects” with certainty [1, 2].

Stichworte Stahlbeton; Treibhausgasemissionen; DAfStb; Nachhaltiges Bauen mit Beton

Keywords structural concrete; greenhouse gas emissions; DAfStb; Sustainable building with concrete

1

Richtlinienreihe „Treibhausgasreduzierte Tragwerke aus Beton, Stahlbeton oder Spannbeton“ zu erarbeiten. Aus den konzeptionellen Beratungen im TA NBB ergaben sich folgende Eckpunkte als Grundlage für die Richtlinienarbeit:

Kernelemente der neuen Richtlinie

Die Analyse des Bedarfs nach Regelungen in Bezug auf die THG-Emissionen aus Erstellung und Entsorgung von Tragwerken hat den TA NBB dazu veranlasst, die neue

© 2024 Ernst & Sohn GmbH, Berlin. Beton- und Stahlbetonbau 120 (2025), Heft 1

Wiley VCH 2501 / 385866

Donnerstag, 12.12.2024 [S. 55/59]

BERICHT REPORT

DOI: 10.1002/best.202400090

55

1

M. Haist et al.: Die neue DAfStb-Richtlinie „Treibhausgasreduzierte Tragwerke aus Beton, Stahlbeton oder Spannbeton“ – Meilenstein für den Klimaschutz

– Die Richtlinie soll die Umsetzung der international und national beschlossenen Treibhausgas-Minderungspfade ermöglichen.

– Die Regelungen der Richtlinie sollen für alle Bauwerksarten gelten, wobei besonderer Blick auf den üblichen Hochbau (u. a. Büro- und Wohnungsbau) gelegt werden soll.

– Als Vergleichsgröße zur Bewertung der THG-Emissionen eines neuen Bauwerks dient ein Referenzbauwerk oder -bauteil aus dem Jahr 2020.

– Die zugrundeliegende Ökobilanzierung soll auf das Global Warming Potenzial (GWP) in der Einheit kg CO2e reflektieren, andere Bewertungsgrößen fließen nicht ein.

– In Anlehnung an das QNG-Siegel [3] sollen die Module A1–A3, C3 und C4 betrachtet werden. Emissionen aus Austauschprozessen (B4) werden als vernachlässigbar für die Bilanzierung einer Tragstruktur bewertet. Die Betriebsemissionen (B6) sind im Allgemeinen relevant, jedoch separat zu analysieren.

Bei der Konzeption und dem Verfassen der Richtlinie auf Grundlage der o. g. Kriterien stand stets die praxisgerechte Anwendung im Vordergrund.

2

Aufbau der Richtlinie

Die Richtlinie besteht derzeit aus den folgenden zwei Teilen: – Teil 1: Grundlagen und Nachweis am gesamten Tragwerk – Teil 2: Deckenbauteile Im Teil 1 der Richtlinie wird u. a. ein Referenzzustand für die THG-Emissionen infolge der Errichtung und Entsorgung von Wohn- und Nichtwohngebäuden für das Jahr 2020 festgelegt. Zugleich enthält dieser Teil Anforderungen an die zulässigen THG-Emissionen in Abhängigkeit von zugrunde gelegten Treibhausgas-Minderungsklassen. Ihrem hohen Anteil an den Gesamt-Treibhausgasemissionen eines Rohbaus folgend, werden Deckenbauteile im Teil 2 der Richtlinie gesondert betrachtet (vgl. auch [4], dritter Beitrag in diesem Heft). Weitere Richtlinienteile sind in Bearbeitung.

3

Referenzbauwerke und Referenzbauteile

Der Definition von Referenzbauwerken kommt in der Richtlinie eine wesentliche Bedeutung zu, denn diese bilden die Bewertungsbasis und Ausgangspunkt der Treibhausgas-Minderungsklassen. In diesem Sinne wird als Referenzjahr das Jahr 2020 angesetzt. Zum einen ist der Status Quo hinsichtlich der verwendeten Baustoffe und Tragwerksformen am Markt weitestgehend bekannt, zum anderen liegt für dieses Bezugsjahr eine gute Basis ökobilanzieller Daten zur Ermittlung der THG-Emissionen vor. Aufgrund der besonderen Bedeutung des übli56

Wiley VCH 2501 / 385866

chen Hochbaus hinsichtlich der Gesamtemissionen von Treibhausgasen sowie seiner großen Marktrelevanz definiert Teil 1 der Richtlinie GWP-Werte für Referenzgebäude von Wohn- und Büro- bzw. Nichtwohngebäuden.

Grundlage hierfür bilden eigene, durch den DAfStb finanziell gestützte, Untersuchungen ebenso wie umfassende Bewertungen vorhandener internationaler und nationaler Regelungen [3, 5, 6]. Im Ergebnis der Auswertung dieser unterschiedlichen Anforderungen legt die Richtlinie folgende Referenzwerte für die THG-Emissionen des Tragwerks dieser Bauwerke für das Referenzjahr 2020 fest: – Wohngebäude: 250 kg CO2e / (m2 BGF) – Nichtwohngebäude und Bürogebäude: 320 kg CO2e / (m2 BGF) Die o. g. Werte fanden im Einspruchsverfahren des Gelbdrucks uneingeschränkte Zustimmung, zudem bestätigten neben eigenen Untersuchungen auch Studien im Rahmen des Gelbdruckverfahrens, z. B. [4, 7, 8], deren Validität und Größenordnung.

Da insbesondere die Nutzung von Nichtwohngebäuden stark voneinander abweichen kann, bietet die Richtlinie unter Einhaltung definierter Anforderungen und Ökobilanz-Datensätzen zudem die Möglichkeit, alternative Referenzzustände für andere Bauwerke zu ermitteln.

Mit Blick auf den üblichen Hochbau wurde zudem bei der Richtlinienkonzeption ein besonderes Bauteil in den Fokus genommen – die Hochbaudecke. Mit rund 40 % der THG-Emissionen von Hochbauten [6, 9, 10] stellt sie das relevanteste Bauteil dar und wird konsequenterweise in einem eigenen Richtlinienteil behandelt. Für die Planungs- und Baupraxis bringt dies den Vorteil, dass Deckensysteme bereits zu Beginn eines Entwurfs hinsichtlich der THG-Emissionen einzeln beurteilt werden können, ohne das Gesamttragwerk zu kennen. Folglich sind analog zu dem Gesamtgebäude Referenzwerte für übliche Deckensysteme im Jahr 2020 zu definieren. Neben umfangreichen theoretischen Untersuchungen [2, 8, 11] wurden im Rahmen des TA NBB in einer Praxisstudie [4] über 50 ausgeführte Deckensysteme hinsichtlich ihrer THG-Emissionen ausgewertet. Aufbauend auf den theoretischen Untersuchungen und den Werten der ausgeführten Deckensysteme wurde die in [4, 12] entwickelte Referenzwertfunktion für Deckensysteme in Abhängigkeit von der Spannweite entsprechend den Gln. (1), (2) festgelegt und in den Teil 2 der Richtlinie [13] als Grundlage für die deckenspezifischen Treibhausgas-Minderungsklassen übernommen (vgl. auch [4, 8]). pffiffiffiffiffi GWPRef,i ¼ 40 · 2 Li ½kg CO2 e/m2 � für 0 m � Li � 10 m

(1)

Beton- und Stahlbetonbau 120 (2025), Heft 1

Donnerstag, 12.12.2024 [S. 56/59]

1

GWPRef,i ¼ 126,5 ½kg CO2 e/m2 � für Li > 10 m

4

Tab. 1

(2)

Treibhausgas-Minderungsklassen

Der Grundgedanke eines Messbarmachens der möglichen Reduktion von THG-Emissionen gemäß Richtlinie ist der Vergleich einer ökologisch optimierten Variante (Eco) mit der Referenzvariante (Ref) aus dem Jahr 2020.

Hierbei wird die Summe aller Treibhausgase beider Varianten anhand des Indikators GWP in der Einheit kg CO2e für die Module A1–A3, C3, C4 nach [14] und Gl. (3) gegenübergestellt. Wesentlich für diesen Vergleich ist ein einheitliches funktionales Äquivalent beider Varianten, z. B. 1 m2 Fläche. � �

P

GWP funktionales Äq:

P

GWP funktionales Äq:

� Eco

�

� αGWP

(3)

Ref

mit: – GWP Global Warming Potential [kg CO2e], Module A1–A3, C3, C4 nach DIN EN 15978 – funktionales Äquivalent Eco und Ref: quantifizierte funktionale Anforderungen und/oder technische Anforderungen an das Tragwerk oder an ein zusammengesetztes Bauteil (Bauwerksteil), die als Grundlage für Vergleiche dienen Der Grenzwert αGWP in Gl. (3) beschreibt das Verhältnis zwischen der Eco-Variante und der Referenzvariante aus dem Jahr 2020. Durch Vorgabe von αGWP -Werten können folglich Anforderungen an die erforderliche Reduktion der THG-Emissionen definiert werden. Ein Wert von αGWP = 1 bedeutet, dass keinerlei Einsparungen der THG-Emissionen bezogen auf das Referenztragwerk erforderlich sind. Ein Wert von αGWP = 0 stellt die Untergrenze dar und entspricht den Anforderungen an ein Bauwerk ohne THG-Emissionen; hierzu würde es Techniken zur vollständigen Eliminierung oder dem vollständigen Ausgleich der THG-Emissionen bei Herstellung von Baustoffen und Gebäuden bedürfen (z. B. durch CCS-Verfahren – Carbon Capture and Storage).

Die Grenzwerte in Gl. (3) werden in der Richtlinie mit prozentualen Treibhausgas-Minderungsklassen, z. B. TM-30 mit = 0,70 verknüpft. Tab. 1 stellt die neu definierten Treibhausgas-Minderungsklassen dar. Vorteil der Definition ist, dass zum einen die Projektbeteiligten auf fundierter Grundlage sowie der regionalen Verfügbarkeit von Rohstoffen und Fertigungstechnologien projektindividuelle Ziele festlegen können und zum anderen die Gesetzgebung auf eindeutig definierte Treibhausgas-Minderungsklassen zurückgreifen kann, sei es aufgrund regulatorischer Maßnahmen oder aufgrund von Fördermaßnahmen. Weitere Hintergrundinformationen zur Herleitung

Treibhausgas-Minderungsklassen TM-xx [14] Greenhouse gas reduction classes TM-xx [14]

TreibhausgasMinderungsklasse TM-xx

αGWP [@]

TMRef

1,00

TM-10

0,90

TM-20

0,80

TM-30

0,70

TM-40

0,60

TM-50

0,50

TM-60

0,40

TM-70

0,30

der Treibhausgas-Minderungsklassen sind in [15] enthalten.

Die Erreichbarkeit der höchstmöglichen TreibhausgasMinderungsklasse variiert je Bauwerksart und ist insbesondere davon abhängig, welche Effizienz das Referenzbauwerk im Jahr 2020 hat. Aufgrund der hohen Anforderungen sind Treibhausgas-Minderungsklassen mit αGWP � 0,50 nach dem heutigen Stand der Technik und den gültigen bauaufsichtlichen Regelwerken nur in wenigen Ausnahmefällen umsetzbar. Tab. 2 zeigt die resultierenden zulässigen Grenzwerte für Wohn- und Nichtwohnbzw. Bürogebäude mit Bezug auf die Bruttogrundfläche der Tragstruktur (BGF). Werden die Grenzwerte αGWP der Treibhausgas-Minderungsklassen auf die Referenzwertfunktionen der Deckensysteme bezogen (vgl.

Gln. (1), (2)), resultiert eine Kurvenschar, die in Abhängigkeit von der Spannweite und der einzuhaltenden Treibhausgas-Minderungsklasse Grenzwerte für das jeweilige Deckensystem definiert (Bild 1).

Um für ein konkretes Vorhaben die THG-Emissionen nach einem einheitlichen Maßstab aus der Massenermittlung der verwendeten Baustoffe berechnen zu können, legt der normative Anhang B von Teil 1 der Richtlinie [14] die im Jahr 2020 (Referenzjahr) repräsentativen GWP-Werte für die verschiedenen Baustoffe im Referenzzustand fest. Zur Berechnung des Eco-Szenarios im Rahmen des zu planenden Projekts dürfen nur GWPWerte aus den, zum Zeitpunkt der Bauantragstellung, gültigen Datensätzen der ÖKOBAUDAT verwendet werden. Alternativ dürfen auch entsprechend gültige Umweltproduktdeklarationen nach DIN EN 15804 : 2020-03 (EN 15804+A2) herangezogen werden. Alternativ zu den Angaben aus der ÖKOBAUDAT oder aus den Umweltproduktdeklarationen nach DIN EN 15804 kann auch eine Ökobilanz mit projektspezifischen Datensätzen für die Ausgangsstoffe von Beton, den Beton, die Betonfertigteile und die Bewehrung unter Einhaltung bestimmter Bedingungen durchgeführt werden. Durchschnittswerte für die Ökobilanz von 1 m3 Beton wurden aus dem CO2-Modul des Concrete Sustainability Council (CSC [16]) in einen informativen Anhang zum Teil 1 der Richtlinie übernommen [14]. Mit den dort angegebenen vier CO2-Klassen für den Beton wird dem Beton- und Stahlbetonbau 120 (2025), Heft 1

Wiley VCH 2501 / 385866

BERICHT REPORT

M. Haist, et al.: The new DAfStb guideline “Greenhouse gas-reduced load-supporting structures made of concrete, reinforced or prestressed concrete”

Donnerstag, 12.12.2024 [S. 57/59]

57

1

M. Haist et al.: Die neue DAfStb-Richtlinie „Treibhausgasreduzierte Tragwerke aus Beton, Stahlbeton oder Spannbeton“ – Meilenstein für den Klimaschutz Tab. 2

Zulässige Grenzwerte für THG-Emissionen des Tragwerks – Wohngebäude, Nichtwohngebäude und Bürogebäude [14] Permissible limit values for GHG emissions of the structure – residential, non-residential and office buildings [14]

Treibhausgas-Minderungsklasse TMxx

αGWP [@]

Zulässige Grenzwerte für die Emissionen des Tragwerks [kg CO2e / m2 BGF] Wohngebäude

Bild 1

Nichtwohngebäude und Bürogebäude

TMRef

1,001)

250

320

TM-10

0,90

225

288

TM-20

0,80

200

256

TM-30

0,70

175

224

TM-40

0,60

150

192

TM-50

0,50

125

160

TM-60

0,40

100

128

TM-70

0,30

75

96

Zulässige Grenzwerte für THG-Emissionen der Deckensysteme in Abhängigkeit von der Spannweite [13] Permitted limit values for GHG emissions of the ceiling systems depending on the span width [13]

Planenden Hilfestellung bei der Optimierung des Tragwerks durch Wahl von geeigneten Betonen gegeben.

Literatur [1] Wiens, U. (2021) Nachhaltig bauen mit Beton – Planungshilfe des Deutschen Ausschusses für Stahlbeton (DAfStb). Betonund Stahlbetonbau 117, H. 1, S. 58–65. https://doi.org/10.1002/ best.202100097 [2] Graubner, A. et al. (2014) Der Stadtbaustein im DAfStb/ BMBF-Verbundforschungsvorhaben „Nachhaltig Bauen mit Beton“. Dossier zu Nachhaltigkeitsuntersuchungen, Teilprojekt A. Schriftenreihe des Deutschen Ausschusses für Stahlbeton, Heft Nr. 588. Berlin: Beuth.

[3] Qualitätssiegel Nachhaltiges Gebäude (QNG) des Bundesministeriums für Wohnen, Stadtentwicklung und Bauwesen, s. www.qng.info; (Zugriff am: 22. 11. 2024.

[4] Heckmann, M.; Glock, C. (2025) Graue Emissionen von Hochbaudeckensystemen –Praxis-Umfrage und Hintergründe zur neuen DAfStb Richtlinie. Beton- und Stahlbetonbau 120, H. 1, S. 22–32. https://doi.org/10.1002/best.202400076 58

Wiley VCH 2501 / 385866

[5] Institut Français pour la performance du bâtiment (IFPEB): Quels enseignements de la conversion de l’Observatoire E +C- avec les indicateurs de la RE2020 (24. Mai 2022); https:// www.ifpeb.fr/retour-dexperience-e-c-re2020-dune-experimentation-a-une-reglementation/. [Zugriff am: 22. 11. 2024] [6] Deutsche Gesellschaft für Nachhaltiges Bauen [Hrsg.] (2021) Benchmarks für die Treibhausgasemissionen der Gebäudekonstruktion – Ergebnisse einer Studie mit 50 Gebäuden.

[7] Kaczorowski, M.; Felber, L. (2024) Klimaverträgliche Tragwerksplanung – Auswertung von 19 Gebäuden nach der kommenden DAfStb-Richtlinie [online]. www.nbau.org/2024/02/21/ klimavertraegliche-tragwerksplanung [Zugriff am: 22. 11. 2024] [8] Kuhn, S.; Feiri, T.; Wiens, U.; Ricker, M. (2025) Anwendung der neuen THG-Richtlinie des DAfStb zur Bewertung praxisrelevanter Deckensysteme in Massivbauweise. Beton- und Stahl-

Beton- und Stahlbetonbau 120 (2025), Heft 1

Donnerstag, 12.12.2024 [S. 58/59]

1

betonbau 120, H. 1, S. 12–21. https://doi.org/10.1002/best.

202400075 [9] Weidner, S. et al. (2021) Graue Emissionen im Bauwesen – Bestandsaufnahme und Optimierungsstrategien. Beton- und Stahlbetonbau 116, H. 12, S. 969–977. https://doi.org/10.1002/ best.202100065 [10] Birgisdottir, H.; Houlihan-Wiberg, A. (2016) Strategies for Reducing Embodied Energy and Embodied GHG Emissions. Guideline for Designers and Consultants – Part 2; Tokyo.

[11] Heckmann, M.; Glock, C. (2023) Ökobilanz im Bauwesen – Treibhausgasemissionen praxisüblicher Deckensysteme. Betonund Stahlbetonbau 118, H. 2, S. 110–123. https://doi.org/10.

1002/best.202200102 [12] Heckmann, M. (2024) Entwicklung eines Benchmarksystems für die Grauen Emissionen von Deckensystemen [Dissertation]. Rheinland-Pfälzische Technische Universität Kaiserslautern-Landau.

[13] Deutscher Ausschuss für Stahlbeton [Hrsg.] (2024) DAfStbRichtlinie „Treibhausgasreduzierte Tragwerke aus Beton, Stahlbeton oder Spannbeton (THG-Richtlinie) – Teil 2: Deckenbauteile. Ausgabe August 2024. Berlin: DIN Media.

[14] Deutscher Ausschuss für Stahlbeton [Hrsg.] (2024) DAfStbRichtlinie „Treibhausgasreduzierte Tragwerke aus Beton, Stahlbeton oder Spannbeton (THG-Richtlinie) – Teil 1: Grundlagen und Nachweis am gesamten Tragwerk. Ausgabe August 2024.

Berlin: DIN Media.

[15] Glock, C.; Haist, M.; Wiens, U.; Heckmann, M.; Schack, T. (2024) Treibhausgasreduzierte Tragwerke aus Beton, Stahlbeton oder Spannbeton“ – die neue DAfStb-Richtlinie. Bauingenieur 99, H. 11. DOI 10.37544/0005-6650-2024-11-25 [16] Concrete Sustainability Council (2022) Hintergrundbericht zum CO2-Modul, vgl. auch https://www.csc-zertifizierung.de/ downloads/ [Zugriff am: 22. 11. 2024]

BERICHT REPORT

M. Haist, et al.: The new DAfStb guideline “Greenhouse gas-reduced load-supporting structures made of concrete, reinforced or prestressed concrete”

Autor:innen Prof. Dr.-Ing. Michael Haist haist@baustoff.uni-hannover.de Leibniz Universität Hannover Institut für Baustoffe Appelstraße 9 A 30167 Hannover

Dr.-Ing. Michael Heckmann michael.heckmann@rptu.de RPTU Rheinland-Pfälzische Technische Universität Kaiserslautern-Landau Fachgebiet Massivbau und Baukonstruktion Paul-Ehrlich-Straße 14 67663 Kaiserslautern

Prof. Dr.-Ing. Christian Glock christian.glock@rptu.de RPTU Rheinland-Pfälzische Technische Universität Kaiserslautern-Landau Fachgebiet Massivbau und Baukonstruktion Paul-Ehrlich-Straße 14 67663 Kaiserslautern

Dr.-Ing. Tobias Schack t.schack@baustoff.uni-hannover.de Leibniz Universität Hannover Institut für Baustoffe Appelstraße 9 A 30167 Hannover

Prof. Dr.-Ing. Udo Wiens (Korrespondenzautor:in) udo.wiens@dafstb.de Deutscher Ausschuss für Stahlbeton e. V. Budapester Straße 31 10787 Berlin

Zitieren Sie diesen Beitrag Haist, M.; Glock, C.; Wiens, U.; Heckmann, M.; Schack, T. (2025) Die neue DAfStb-Richtlinie „Treibhausgasreduzierte Tragwerke aus Beton, Stahlbeton oder Spannbeton“ – Meilenstein für den Klimaschutz. Betonund Stahlbetonbau 120, H. 1, S. 55–59. https://doi.org/10.1002/best.202400090

Beton- und Stahlbetonbau 120 (2025), Heft 1

Wiley VCH 2501 / 385866

Donnerstag, 12.12.2024 [S. 59/59]

59

1

DOI: 10.1002/best.202400073

BERICHT

Mark Fahlbusch, Benjamin Barbaros

Das Museum Reinhard Ernst Wenn Beton schwebt Das Museum Reinhard Ernst (mre) in Wiesbaden beherbergt mit knapp 1000 Gemälden und Skulpturen abstrakter Kunst die Sammlung des Unternehmers und Stifters Reinhard Ernst. Das Gebäude geht auf den Entwurf und die Planung des kürzlich verstorbenen japanischen Pritzker-Preisträgers Fumihiko Maki zurück. Es ist das zehnte Museum des Architekten und sein einziges in Europa. Mit der Umsetzung des Vorhabens wurde das Frankfurter Architekturbüro schneider + schumacher beauftragt, Bollinger + Grohmann waren für die Tragwerksplanung zuständig. Ein vollverglaster Eingangsbereich und ein nach oben offenes Atrium lassen das Innere des Gebäudes hell und einladend erscheinen. Die hohen Decken und breiten Wände bieten den teils großformatigen Kunstwerken auf rund 2500 m2 Ausstellungsfläche viel Platz und Raum. Im Juni 2024 nahm das Museum seinen Ausstellungsbetrieb auf.

Der Neubau wurde zu großen Teilen in Ortbetonbauweise ausgeführt. Das Tragwerkskonzept zeichnet sich durch einige Besonderheiten aus, die den hohen Ausstellungsräumen mit einer Regelspannweite von über 12 m und den Rücksprüngen des Gebäudes auf der Süd- und Nordwestseite sowie zum Atrium geschuldet sind.

Museum Reinhard Ernst – When concrete floats The foundation-funded Museum Reinhard Ernst (mre) in Wiesbaden houses the collection of entrepreneur and benefactor Reinhard Ernst. It contains nearly 1000 works and sculptures of abstract art. The building was designed by the recently deceased Japanese Pritzker Prize winner, Fumihiko Maki. This museum is the architect‘s tenth and his only one in Europe. The Frankfurt architecture firm schneider + schumacher were commissioned to realise the project, and Bollinger + Grohmann were in charge of structural engineering. The building has a fully glazed entrance area and an open-plan atrium, creating a bright and inviting interior. With high ceilings and wide walls, there is plenty of space to display large works of art in the 2500 m2 exhibition area. The museum opened for exhibitions in June 2024. The new building was primarily constructed using in-situ concrete. The structural design is characterised by several special features, including the high exhibition rooms with a standard span of over 12 m and the building‘s recesses on the south and north-west sides and towards the atrium.

Stichworte Cobiax; Einbauteile; Wandartige Träger; Auftriebssicherheit; Baubehelfe; auskragende Bauteile; Stahlverbundbau

Keywords Cobiax; steel embedded components; wall-like beams; buoyancy safety; construction aids; cantilevered components; steel composite construction

1

weißen Granitverkleidung „Zuckerwürfel“ genannt, die Linien und Kanten der umliegenden Gebäude auf.

Gleichzeitig markiert der Bau entlang der Wilhelmstraße und Rheinstraße wieder den „Eingang“ zur Wilhelmstraße, so wie vor dem Zweiten Weltkrieg das an dieser Stelle stehende Grand Hotel „Victoria“.

Einführung

Die Kunstsammlung Reinhard Ernst zeigt abstrakte Kunst aus Deutschland, Japan und den USA nach 1945 bis heute. Dem Stifter ging es von Beginn an auch darum, seine Sammlung der Öffentlichkeit zugänglich machen zu können. Vor dem Hintergrund der Vielzahl seiner gesammelten Werke, von denen einige mit mehr als 4 m Breite und mehr als 3 m Höhe viel Platz notwendig machen, und dem Wunsch, auch Einfluss auf die Auswahl und das Kuratieren seiner Werke nehmen zu können, entstand die Idee eines eigenen Museums Reinhard Ernst. Bei der Suche nach einem geeigneten Grundstück stieß der WahlWiesbadener auf das freigewordene Grundstück im Herzen Wiesbadens direkt gegenüber dem Landesmuseum, welches er nach einem positiven Bürgerentscheid 2017 schließlich über die Stadt per Erbbaurecht erwerben konnte. Mit dem Entwurf des Museums wurde der japanische Architekt Fumihiko Maki beauftragt, mit dem Reinhard Ernst nach eigener Aussage viele Jahren befreundet war. In seiner äußeren Gestalt nimmt das Museum, von den Wiesbadener:innen wegen seiner leuchtend 60

2

Architektur

Das Museum besitzt einen rechteckigen Grundriss mit den Außenabmessungen von ca. 46 m × 65 m. Die Traufhöhe von 20 m orientiert sich ebenfalls an der Umgebung.

Das Untergeschoss erreicht eine Tiefe von 8,5 m. Der Haupteingang für die Besucher des Museums ist fußläufig über eine Freitreppe bzw. barrierefrei über eine Rampe an der Wilhelmstraße erreichbar (Bild 1). Der dreigeschossige Gebäudekörper beherbergt im Wesentlichen in den oberen Geschossen die für ein Museum notwendigen introvertierten Räume. Hohe Decken und breite Wände kennzeichnen die Ausstellungsbereiche, was den teils großformatigen Kunstwerken auf rund 2500 Quadratme-

© 2025 Ernst & Sohn GmbH, Berlin. Beton- und Stahlbetonbau 120 (2025), Heft 1

Bild 1

Das Museum an der Wilhelmstraße nach seiner Fertigstellung in 2024 (Quelle: Reinhard & Sonja Ernst-Stiftung, Museum Reinhard Ernst, Foto: Helbig Marburger) The museum on Wilhelmstrasse after its completion in 2024

tern Grundfläche viel Raum schenkt. Das Museum öffnet sich über den stützenlosen Eingangsbereich im Erdge-

schoss zur Wilhelmstraße, so entsteht ein fließender Übergang zwischen Straßenraum und Foyer. Das Erdgeschoss mit seinem Eingangsbereich besticht durch ein vollverglastes, nach oben offenes Atrium, durch das Tageslicht ungehindert ins Gebäude fallen kann. Der Innenhof dient optisch als Ruhepol. Der Übergang zwischen der Erschließungszone um den Innenhof wird durch keinerlei Tragstruktur gestört, sodass sich der fließende Charakter von Straßenraum über das Foyer auch hier mühelos fortsetzt (Bild 2). Auffallend ist der unterschiedliche Raumrhythmus des Gebäudes: Jeder Ausstellungsraum ist verschieden hoch und besitzt eigene Dimensionen. Der größte Raum misst rund 340 m2, der höchste Raum erreicht eine Höhe von 14 m. Die schlichten, mit weißem Granitstein verkleideten Kuben mit 12–14 m Deckenspannweiten scheinen über dem stützenfreien Erdgeschoss zu „schweben“ (Bild 3).

3

Tragwerkskonzept

3.1

Überblick

Das Tragwerkskonzept zeichnet sich durch einige Besonderheiten aus, die der oben beschriebenen Geometrie des Gebäudes mit einer Regelspannweite von über 12 m und den Rücksprüngen des Gebäudes auf der Süd- und Westseite sowie zum Atrium geschuldet sind. Realisiert wurde diese besondere Herausforderung über tragende und sich kreuzende Wandscheiben, welche ihre vertikalen Lasten konzentriert in ebenso für die horizontale Aussteifung vorgesehene Wandscheiben einleiten. Für den vertikalen Lastabtrag stellen die Deckenscheiben ein wesentliches Element dar. Sie sind bereichsweise mit Hohlkörpern versehen, sodass das Eigengewicht bei zugleich zunehmender statischer Höhe reduziert werden konnte.

Bild 2

Blick auf den verglasten Innenhof (Quelle: Reinhard & Sonja ErnstStiftung, Museum Reinhard Ernst, Foto: Helbig Marburger) View of the glazed inner courtyard

Bild 3

Übersicht über die Räume in EG, 1. OG und 2. OG (Quelle: B + G) Overview of the rooms on the ground floor, 1st floor and 2nd floor

Beton- und Stahlbetonbau 120 (2025), Heft 1

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BERICHT REPORT

M. Fahlbusch, B. Barbaros: Museum Reinhard Ernst

M. Fahlbusch, B. Barbaros: Das Museum Reinhard Ernst

3.2

Restaurant und Ausstellungen 1 und 2

Um das Gebäude zum Straßenraum hin zu öffnen und die Gastronomie sichtbar zu machen, sollte die Wechselausstellung 2 im Erdgeschoss um 6,75 m auskragen. Zwei von drei auskragenden Wandscheiben leiten dabei die Lasten direkt in die Kellerwände ab. Um einen fließenden Übergang über dem Eingangsbereich zu erreichen, konnte die innenliegende Wandscheibe jedoch nicht direkt auf den Wänden des Erdgeschosses aufliegen. Aus diesem Grund wurde ein Verbundträger eingesetzt, um die vertikalen Lasten abzufangen (Bild 4). Dieser Verbundträger übernimmt zusätzlich die Lasten der Unterzüge unter der angrenzenden Erschließungsbrücke zu Ausstellungssaal 3 und der Dachterrasse, womit der Eindruck eines schwebenden Gebäudes in der Lobby erreicht werden konnte (Bild 5).

Für die weitspannenden Regelgeschossdecken wurden keine reinen Ortbetonflachdecken verwendet, da diese angesichts ihrer großen Spannweite eine erhebliche Eigenlast mit sich gebracht hätten. Stattdessen kamen Hohlkörperdecken zum Einsatz, um das Eigengewicht zu reduzieren. Das geringere Gewicht, kombiniert mit der größeren statischen Höhe, sorgt für eine verformungsärmere Konstruktion und verringert die Beanspruchung der angrenzenden Wände, Stützen und Gründung. Ein zusätzlicher Vorteil der Hohlkörperdecke ist ihre glatte Unterseite, die eine effiziente Führung der Haustechnik möglich macht.

3.3

Museumsshop und „Kathedrale“ (Ausstellung 3)

Um einen einladenden Charakter des Gebäudes an der Gebäudeecke Wilhelmstraße/Rheinstraße zu erreichen, musste auch hier das Erdgeschoss zurückspringen. Architektonisch sollten die Kuben wahrnehmbar sein und damit einen schwebenden Charakter haben. Lineare Elemente wie Stützen hätten die kubische Form geschwächt.

Bild 5

Stahleinbauteil zur Abfangung von Lasten (Quelle: B + G) Steel embedded components for load support

So musste der höchste Raum der Ausstellung, die Kathedrale, stützenfrei über dem Museumsshop schweben. Es wurde in Betracht gezogen, in die Ecken des Museumsshops Stützen zu stellen, diese hätten aber alle Lasten aus dem Kubus angezogen und wären damit nicht mehr „unsichtbar“ ausführbar gewesen. Weiterhin wären die Kräfte für die Decke zu groß geworden und diese hätte mit ~2 m hohen Unterzügen ausgeführt werden müssen.

Damit wäre das gesamte Höhengerüst des Gebäudes nicht mehr umsetzbar gewesen. Auch wurde im Laufe des Entwurfsprozesses diskutiert, ob die Konstruktion der auskragenden Teile als Stahlfachwerk ausgebildet werden könnte. Dieses hätte geringere Lasten erzeugt, aber den Ausbau wesentlich verkompliziert. Dies betraf nicht nur die Installation einer Steinfassade an einem Fachwerk sowie eine schalldichte massive Konstruktion zur Aufnahme des Straßenlärms. Auch wäre es wesentlich aufwendiger gewesen, eine doppelte Innenschale im Abstand von 50 cm an ein Fachwerk anzuhängen, als eine glatte Wand aus Beton für den Innenausbau zu erstellen.

Die sogenannte Kathedrale (Ausstellung 3) ist ein quadratischer Raum mit einer lichten Spannweite von 13,27 m × 13,27 m. Zur Reduzierung der Deckenlasten wurden in die 50 cm dicke Decke Cobiax-Elemente inte-

Bild 4

3D-Darstellung der auskragenden Wandscheiben (links) und des Verbundträgers (rechts) (Quelle: B + G) 3D representation of the cantilevered wall panels (left) and the composite beam (right)

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Beton- und Stahlbetonbau 120 (2025), Heft 1

griert. Durch die eingebauten Hohlkörper konnte das Eigengewicht der Decke auf 60 % im Vergleich zu einer Vollbetondecke verringert werden. Die Lasten aus der allseitig gelagerten Platte werden über die Wandscheiben aufgenommen und über die seitlichen, auf der Rheinstraßenseite 13,27 m auskragenden Wandscheiben abgetragen. Diese massiven Außenwände übertragen die Lasten wiederum auf die Kernwände an der Rückseite der Kathedrale und jener der Ausstellung 4 (Bild 6). Wie auf dem Rendering zu erkennen ist, verläuft die Außenwand an einer Seite nicht in voller Höhe durch, sodass durch

den Einschnitt nur eine statische Höhe von 5,9 m zur Abfangung der 13 m großen Auskragung zur Verfügung steht. Auch ist der Rücksprung des Kernes vom 1. OG zum Erdgeschoss zu erkennen, an dem die Lasten hochgehängt werden, um dann in der Wand abgeleitet zu werden. Aufgrund der Größe der Lasten musste auch hier mit Einbauteilen gearbeitet werden (Bild 7). Unterhalb der „Kathedrale“ befindet sich wie auf der Nordseite an der Innenseite zum Eingang eine Wandscheibe, die unter der Tür zum Raum steht. Um die Lasten aus der Dachterrasse und der Wand der „Kathedrale“ aufzunehmen, musste auch hier ein Einbauteil eingesetzt werden (Bild 8).

3.4

Bild 6

3D-Modell inklusive Außenwände (Quelle: B + G) 3D model including outer walls

Der Innenhof

Um den Innenhof verläuft eine Glasfassade, die von allen Seiten den Blick auf dieses zentrale Element ermöglicht.

Zu diesem Zweck wurden alle Wände, die den Innenhof umgeben, hochgehängt, um die Lasten über Balken in die Kerne zu leiten. In Bild 9 erkennt man in Rosa einen langen wandartigen Träger im Dachbereich, der vom Treppenaus links des Innenhofs zum Treppenhaus rechts des Innenhofs spannt. Dieser überträgt die Lasten in die Kernwände rechts und links. Der in Gelb dargestellte wandartige Träger im Dachgeschoss hängt sich zum einen in den rosafarbigen wandartigen Träger und wird zum anderen durch den wandartigen Träger, der das Foyerdach trägt, gehalten. Der Foyerdachträger liegt auf der Wand der temporären Ausstellung bzw. der Kernwand rechts auf. Um dies zu realisieren, musste die gesamte Konstruktion bis zur Aushärtung der letzten Decke auf Gerüsten gelagert werden.

3.5

Der Vortragsraum

Im hinteren Gebäudeteil auf der Seite der Rheinstraße befindet sich der Vortragsraum mit einer Größe von 18 m × 13 m. Darüber befinden sich die Ausstellungsräume 7, 8 und 9. Aufgrund der Größe des Vortragsraums konnte keine gewöhnliche Decke zum Einsatz kommen.

Die Decke wurde wie in der „Kathedrale“ mit CobiaxElementen ausgeführt, um Gewicht zu reduzieren (Bild 10). Zusätzlich wurde sie an die darüberliegende

Bild 7

Stahleinbauteil 1 im Modell (oben), in der Ausführung (unten) (Quelle: B + G) Steel mounting part 1 in model (top), during the construction (bottom)

Bild 8

Stahleinbauteil unter der Tür zur Kathedrale (Quelle: B + G) Steel embedded components under the door to the cathedral

Beton- und Stahlbetonbau 120 (2025), Heft 1

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BERICHT REPORT

M. Fahlbusch, B. Barbaros: Museum Reinhard Ernst

M. Fahlbusch, B. Barbaros: Das Museum Reinhard Ernst

Bild 9

Abfangträger im 2. OG (gelb und rosa) zur Hochhängung der Wandscheiben (Quelle: B + G) Support beams on the 2nd floor (yellow and pink) used to suspend the the wall panels

fest ist und in ihrem Verlauf ein sehr langes Fensterband besitzt. Um dennoch die Lasten aus der Außenwand abzutragen, wurde die Nordwand des Vortragssaals 7 oberhalb der Fensteröffnung an die Fassade geführt, um die Lasten der Außenwand aufzunehmen. Da der Vortragsraum auf der Südseite ebenfalls keine grundfeste Wand besitzt, wurde hier die Last aus der Fassade zur Rheinstraße, also der Südseite, abgefangen. Genau an der Stelle der Lastübertragung zwischen den Wandscheiben befindet sich eine Tür, sodass die kleine Schubfugenlänge zwischen den Übergängen keinen hohen Lastübertrag ermöglichte. An diesen Stellen wurden, um den sicheren Lastübertrag zu gewährleisten, ebenfalls Einbauteile verwendet (Bild 12).

Bild 10 Decke über dem Vortragsraum mit Cobiax-Elementen und Einbauteil zur Hochhängung der Last (Quelle: B + G) Ceiling above the lecture theatre with Cobiax-elements and built-in part for suspending the load high

nördliche Trennwand des Ausstellungsraums 7 hochgehängt. Der Lastabtrag der Wandscheibe erfolgt im Westen auf einem kurzen Wandstück und im Osten auf einer kreuzenden Wand.

Darüber hinaus übernehmen die nahezu monolithischen Außenwände einen Großteil der Deckenlasten und leiten diese über Einbauteile in die inneren Wände weiter. In Bild 11 ist zu erkennen, dass die Außenwand nicht grund-

3.6

Untergeschoss

Da sich im Keller die Lagerräume für die Kunst befinden, musste dieser als WU-Konstruktion ausgeführt werden, die zusätzlich eine Frischbetonverbundfolie erhielt.

Durch das anstehende Wasser konnten Risse, die dennoch vereinzelt auftraten, detektiert und verpresst werden. Zur Minimierung von Rissen aus Temperaturspannungen während der Bauphase wurde der Keller in den Wintermonaten verschlossen und leicht beheizt.

Bild 11 Fensterband in monolithischer Außenwand im Modell (links), ausgeführt (rechts) (Quelle: B + G) Window strip in monolithic exterior wall in the model (left), and completed (right)

64

Beton- und Stahlbetonbau 120 (2025), Heft 1

überliegende Decke entsprechend auf mögliche Biegeund Querkraftbeanspruchungen ungünstigst wirkender Lasten im Bauzustand ausgelegt werden (Bild 13).

Bild 12 Hochhängung der Lasten Decke über dem Vortragssaal an der Rheinstraße in die Wandscheiben im OG (Quelle: B + G) Suspension of the load ceiling above the lecture theatre on Rheinstraße through the wall panels on the upper floor

3.7

Gründung

In dem für das Bauvorhaben angefertigten Bodengutachten von BFM Baugrundinstitut Franke-Meissner wurde ein Bettungsmodul von ks,k = 6 MN/m3 für die Bemessung der Bodenplatte festgestellt. Dieser Wert durfte in der statischen Berechnung umlaufend an den äußeren Rändern der Bodenplatte in einem 2 m breiten Streifen von innen nach außen linear bis auf das Doppelte erhöht werden. Die geringe Steifigkeit des Baugrunds brachte große Herausforderungen mit sich. Insbesondere erschien die Abstützung der temporären Gerüste der auskragenden Gebäudeteile auf die nahegelegene Bohrpfahlwand aufgrund des niedrigen Bettungsmoduls als ausgeschlossen.

Es bestand stets die Sorge, dass sich die vertikalen Lasten einzelner auskragender Baukörper bei zu starken Setzungen eher in die setzungsarme Bohrpfahlwand verlagern, anstatt von der Bodenplatte abgetragen zu werden. Bereits während der Genehmigungsphase wurden daher schon Überlegungen zu möglichen Bauzuständen angestellt. An den Stellen mit auskragenden Obergeschossen mussten die Außenwände im Erdgeschoss sowie die dar-

Aufgrund des seitlich eindringenden sowie des gespannten Grundwassers waren sowohl eine temporäre Wasserhaltung als auch eine Entlastung durch Entspannungsbrunnen erforderlich. Da die Baugrubensohle etwa 1 m unter dem Bauwasserstand lag, war eine temporäre Grundwasserhaltung notwendig. Hierfür wurde entlang des Baugrubenrands ein umlaufender Dränagegraben angelegt, um das über die Baugrubenwand eindringende Grundwasser aufzufangen und in einen Pumpensumpf abzuleiten. Um das gespannte Grundwasser in den tertiären Hydrobienschichten innerhalb der Baugrube zu entlasten, wurden Entspannungsbrunnen angelegt. Diese Brunnen wurden in Abstimmung mit der Bauleitung und der Tragwerksplanung an Stellen platziert, an denen die Verkehrswege auf der Baustelle nicht beeinträchtigt wurden und keine Schubbewehrung in der Bodenplatte erforderlich war. Aufgrund der artesisch gespannten Grundwasserverhältnisse, bei denen die Grundwasserdruckfläche höher als die Geländeoberfläche liegt, waren Überlegungen zur Auftriebssicherheit der Baugrubensohle notwendig. Dabei galt es, den Gleichgewichtszustand zwischen dem Gewicht des Bodenkörpers unter der Baugrubensohle und dem Wasserdruck in den darunterliegenden tertiären Sand- und Kiesschichten zu bestimmen. Für eine ausreichende Auftriebssicherheit gegenüber den artesischen tertiären Schichten musste der Baukörper im Nordteil des Gebäudes eine Last von etwa 65 kN/m2 aufweisen.

Um das Risiko des Auftriebs des Baukörpers während der Bauphase durch mögliche Starkregenereignisse zu minimieren, wurden im Rohbaukörper Flutöffnungen in Form von offenen Wandbereichen eingeplant. Diese Öffnungen, die erst nach Erreichen der Auftriebssicherheit geschlossen wurden, sollten das Fluten des Kellerkastens ermöglichen. Diese klassische Variante der Flutöffnung

Bild 13 Abstützung temporärer Gerüste (Quelle: B + G) Support for temporary scaffolding

Beton- und Stahlbetonbau 120 (2025), Heft 1

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BERICHT REPORT

M. Fahlbusch, B. Barbaros: Museum Reinhard Ernst

M. Fahlbusch, B. Barbaros: Das Museum Reinhard Ernst

setzte zwar einen gewissen Planungsaufwand voraus, war jedoch kalkulierbar und bot eine hohe Ausfallsicherheit.

4

Statische Berechnung

4.1

Gesamtbetrachtung

Eine Konstruktion aus Wandscheiben und Decken, wie sie hier vorliegt, kann grundsätzlich mit ebenen FiniteElementen (FE) berechnet werden. Allerdings besteht ein großer Lösungsraum durch die Annahme unterschiedlicher Steifigkeiten von gerissenem und umgerissenem Beton. Um einen klaren Lastabtrag und präzise Schnittgrößen an den Einbauteilen zu erhalten, fiel die Entscheidung, neben einem FE-Modell zusätzlich ein Fachwerkmodell zu erstellen. Bei der Modellierung wurden die Decken zunächst mit 2D-Schalenelementen dimensioniert. Die vertikalen Lasten, welche sowohl ständige als auch veränderliche Beanspruchungen umfassen, wurden auf die Schalenelemente aufgebracht. Daraufhin wurden die resultierenden Lagerreaktionen ermittelt.

Diese Reaktionen aus den Deckenmodellen wurden anschließend als Lasten auf das Aussteifungsmodell übertragen. Zusätzlich wurde das Aussteifungsmodell mit Wind- und Imperfektionslasten belastet. Das Modell wurde aus verbundenen Fachwerken modelliert, wodurch klar ersichtlich war, wie viel Last an den einzelnen Knotenpunkten ankommt. So konnte präzise festgelegt werden, wie viel Kraft in ein Einbauteil eingeleitet, über eine Schubfuge aufgenommen oder durch die Knotenpunkte weitergeleitet werden musste (Bild 14).

4.2

Detailstatik Stahleinbauteil

Die Detailstatik der Einbauteile wurde von B + G erstellt. Das Bauunternehmen übernahm nur die Nachweise der Schweißnähte. Die Einbauteile wurden mithilfe einer Finite-Elemente-Berechnung beurteilt, wobei die Stahlplatten als Flächenelemente und die Bewehrung

Bild 14 Ausschnitt FE-Fachwerkmodell, Druck- und Zugstäbe (Quelle: B + G) Extract FE truss model, pressure and tension rods

66

Beton- und Stahlbetonbau 120 (2025), Heft 1

teils als Last und teils als Auflager modelliert wurden.

Zur Bemessung kam Stahl der Güte S355 in einem linearen Materialmodell zum Einsatz. Für das Stahleinbauteil wurde eine numerische Beulanalyse durchgeführt. Der Beulsicherheitsnachweis erfolgte nach Theorie II. Ordnung unter Ansatz einer Vorkrümmung. Der maßgebende niedrigste kritische Lastfaktor und die zugehörigen Beulfiguren wurden berechnet und als geometrische Imperfektion gemäß DIN EN 1993-1-5, Tabelle C.2 angesetzt. Der Stabilitätsnachweis wurde schließlich in Kombination mit dem Spannungsnachweis geführt.

5

Treppen

Im Museum befinden sich zwei erwähnenswerte Treppen (Bild 15). Die Haupttreppe vom Erd- ins Obergeschoss ist eine klassische Wangentreppe, allerdings besitzt diese Wange, günstig für den Lastabtrag, in der Mitte einen höheren Querschnitt als an den Auflagern. Die Treppe zur Garderobe im Untergeschoss ist mit Stahlstäben von der Decke abgehängt. Hierbei kam es darauf an, dass die Stäbe möglichst alle die gleiche Spannung haben und nicht einzelne Stäbe ohne Last sind oder gar unter Druck geraten. Dieses handwerkliche Kunststück hat der Stahlbauer Huhle aus Wiesbaden sehr gut ausgeführt. Eine Konstruktion mit vorgespannten Seilen wurde im Entwurfsprozess verworfen, da Seile immer als technische Konstruktion wahrgenommen werden.

6

Herausforderungen in der Bauphase

6.1

Hohlkörperdecken

Der Entwurf sah weitgespannte leichte Hohlkörperdecken vor, die eine glatte Unterseite gewährleisten und so die Planung der TGA erleichterten sollten. Die Positionierung der Hohlkörper hing maßgeblich von der Querkrafttragfähigkeit der Decke ab. In Bereichen mit Hohlkörpern wurde diese Tragfähigkeit auf

Bild 15 Haupttreppe zwischen Erd- und Obergeschoss (links), abgehängte Treppe (rechts) (Quelle: B + G) Main staircase between ground floor and upper floor (left), suspended staircase (right)

Vrd,c,Cobiax = 85 kN/m reduziert, was eine flächendeckende Platzierung der Hohlkörper verhinderte. Letztlich konnten nur etwa 40 % der Deckenfläche mit Hohlkörpern versehen werden. Das Konzept zur Planung der Lastabhängepunkte stellte aufgrund der Verwendung von Hohlkörperdecken eine besondere Herausforderung dar. Diese Punkte mussten in den Plänen präzise verortet werden, da die Lasten im Bereich des unteren Plattenspiegels sicher verankert werden sollten. Für den statischen Nachweis durfte dabei nur der vorhandene Betonquerschnitt berücksichtigt werden. Um den Lastabtrag sicherzustellen, entschied man sich dafür, in den Bereichen der Lastabhängepunkte auf einzelne Hohlkörper zu verzichten, um einen ausreichend massiven Bereich für die Lastaufnahme zu schaffen.

Eine weitere Besonderheit der Hohlkörperdecken war die Begrenzung der Einzellast im Bereich der Hohlkörper. Der charakteristische Wert der Einzellast durfte bei einer Mindestaufstandsfläche von 100 mm × 100 mm 10 kN nicht überschreiten. Um während der Bauphase dennoch größere Einzellasten von bis zu 40 kN aus den darüberliegenden Geschossen aufnehmen zu können, wurde eine speziell bemessene Konstruktion aus Holztraversen zur Lastverteilung eingesetzt. Größere Einzellasten, wie sie etwa durch einzelne Sprießen verursacht wurden, konnten mithilfe dieser Traversen an Stellen ohne Hohlkörper in die Stahlbetondecke ein- und durchgeleitet werden. Um den Auftrieb der Hohlkörper zu vermeiden, wurde eine zweischichtige Betonage vorgesehen, die einen zusätzlichen Verbundnachweis erforderte. Auf der sicheren Seite wurde für den Fugennachweis ausschließlich die Verbundbewehrung verwendet.

6.2

Kunst während der Bauphase

Eine besondere Herausforderung für das Planungsteam stellten die Skulpturen von Tony Cragg dar, die erst während der laufenden Baustellenarbeiten in Auftrag gegeben wurden. Die Informationen zu den Skulpturen erreichten das Team daher zu einem bereits fortgeschrittenen Planungsstand und mussten sowohl den festgelegten Lastanforderungen gerecht werden als auch ausreichend Flexibilität bei der Montage bieten. Aufgrund des hohen Eigengewichts der beiden über 6 m hohen Skulpturen, die jeweils 25 kN wiegen, war es erforderlich, diese auf Stahlträgern zu montieren, um die Lasten direkt an die Rohbauwände abzuleiten. Die begrenzte Fußbodenaufbauhöhe stellte dabei ein Hindernis dar. Um diesem Problem zu begegnen, wurde kurzfristig eine geringere Deckenhöhe eingeplant, die in der Lage war, die im Entwurf festgelegten Lasten zu tragen und gleichzeitig genügend statische Höhe für die Stahlträger des Kunstwerks zu gewährleisten. Ein Vorteil der Entkopplung der Stahlkonstruktion von der Rohbaudecke war, dass noch die Möglichkeit bestand, Feintuning an der Positionierung der Skulpturen vorzunehmen. Die großen Skulpturen trafen im Mai 2021 im Museum ein und mussten mithilfe eines Krans in die finale Position gebracht werden (Bild 16).

7

Fazit

Der Anspruch an eine Planung ist stets, den Entwurf der Architektur möglich zu machen. Das Entwurfskonzept von Maki inspirierte B + G in einer Art und Weise, die Idee der schwebenden Wirkung des Gebäudes aufzugreifen, in die Planung einzubinden und damit die gewünschte Offenheit zur Wilhelmstraße zu generieren.

Beton- und Stahlbetonbau 120 (2025), Heft 1

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BERICHT REPORT

M. Fahlbusch, B. Barbaros: Museum Reinhard Ernst

M. Fahlbusch, B. Barbaros: Das Museum Reinhard Ernst

Dank Die Autoren danken dem Architekturbüro Maki für den hervorragenden Entwurf, dessen Tragwerk sie in enger und sehr guter Zusammenarbeit mit dem Architekturbüro schneider + schumacher entwickeln und ausarbeiten durften. Bemerkenswert an dieser Stelle war, dass extrem wenige Durchbrüche durch die Haustechnik erst im Bau geplant werden mussten, obwohl hier eine Haustechnik mit den höchsten klimatechnischen Ansprüchen umgesetzt worden ist. Sehr großer Dank geht natürlich auch an den Bauherren Herrn Reinhard Ernst, ohne den diese konsequente Umsetzung nicht möglich gewesen wäre.

Projektdaten Planungsbeginn Fertigstellung BGF

2018 2024 11.700 m2

Bild 16 Montage der Skulpturen von Tony Cragg (Quelle: Reinhard & Sonja ErnstStiftung, Museum Reinhard Ernst) Assembly of sculptures by Tony Cragg

Projektbeteiligte Bauherr Architekten

Reinhard & Sonja Ernst Stiftung, Wiesbaden Maki and Associates (Entwurf), Tokyo; schneider + Schumacher (Generalplanung), Frankfurt Tragwerksplanung Bollinger + Grohmann, Frankfurt Bauphysik Bollinger + Grohmann, Frankfurt Fassadenplanung AplusF Fassadenplanung, Frankfurt TGA-Planung FC-Planung GmbH, Eschborn Bodengutachter Baugrundinstitut Franke-Meißner und Partner GmbH, Wiesbaden-Delkenheim Brandschutzberater icr ingenieur consulting rücker, Darmstadt Rohbau ARGE Karl Gemünden GmbH & Co. KG, Ingelheim am Rhein mit Wolff & Müller GmbH & Co. KG, Karlsruhe Fassade Metallbau Rupert App GmbH & Co., Leutkirch im Allgäu Fassade Naturstein Hofmann Naturstein GmbH & Co. KG, Niederlassung Frankfurt

Autor:innen Prof. Dr.-Ing. Mark Fahlbusch (Korrespondenzautor:in) mfahlbusch@bollinger-grohmann.de Bollinger + Grohmannn Westhafenplatz 1 60327 Frankfurt

Benjamin Barbaros, M.Eng. bbarbaros@bollinger-grohmann.de Bollinger + Grohmannn Westhafenplatz 1 60327 Frankfurt

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Beton- und Stahlbetonbau 120 (2025), Heft 1

Zitieren Sie diesen Beitrag Fahlbusch, M.; Barbaros, B. (2025) Das Museum Reinhard Ernst – Wenn Beton schwebt. Beton- und Stahlbetonbau 120, H. 1, S. 60–68. https://doi.org/10.1002/best.202400073

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Aus dem Inhalt Klimabeirat der Bauwirtschaft entwickelt Handlungsempfehlung für mehr Klimaresilienz .......................................................................... 69 Auftragseingang im September eingebrochen ................................. 70 FDB-Merkblatt Nr. 2 ............................................................................... 70 Veranstaltungskalender ........................................................................ 72

Beton- und Stahlbetonbau aktuell 1/25

NACHRICHTEN

Sicherheit und Schutz durch Massivbau – Klimabeirat der Bauwirtschaft entwickelt Handlungsempfehlung für mehr Klimaresilienz Präsident der Bundesärztekammer unterstreicht Handlungsbedarf

Dr. med. Klaus Reinhardt, Präsident der Bundesärztekammer, eröffnete die Sitzung mit einer Keynote zum Thema „Menschenschutz bei zukünftigen Hitzeperioden aus medizinischer Perspektive“ und schlug damit eine Brücke zur Materialitätsebene im Massivbau. In Impulsvorträgen diskutierten die Mitglieder des Klimabeirats anschließend zu den verschiedenen Aspekten der Klimaresilienz. Unter dem Titel „Klimaresilienz sichern – Schutz gewährleisten“ hat solid UNIT bereits ein Positionspapier veröffentlicht und dem Bundesumweltministerium zur Verfügung gestellt, das die Relevanz des Themas Klimaresilienz verdeutlicht und die Bedeutung der Massivbauweise für die Klimaanpassung von Lebensräumen hervorhebt.

Basierend auf dem Ergebnis der Klimabeiratssitzung wird solid UNIT konkrete Handlungsempfehlungen erarbeiten und veröffentlichen. „Die zunehmenden Extremwetterereignisse zeigen deutlich, wie dringlich das Thema Klimaresilienz ist. Mineralische Baustoffe

Bild: René Löffler/solid UNIT

Berlin. Im Juli ist das bundesweite Klimaanpassungsgesetz in Kraft getreten, eine entsprechende Deutsche Anpassungsstrategie ist in Vorbereitung, wird sich nun aber vermutlich verzögern. Doch der Klimawandel nimmt keine Rücksicht auf politische Entscheidungsfindungen. „Heute soll es darum gehen, gemeinsam konkrete Handlungsempfehlungen zu entwickeln“, betonte solid UNIT Vorstandsvorsitzender Tobias Riffel bei seiner Eröffnung der solid UNIT Klimabeiratssitzung am 28. November mit Fokus Klimaanpassung und Klimaresilienz im Paul-Löbe-Haus im Bundestag. Über 40 Akteure der Bauwirtschaft und Politik sind dafür bei der Sitzung des bisher einzigen Klimabeirats der Baubranche zusammengekommen.

Dr. med. Klaus Reinhardt, Präsident der Bundesärztekammer (rechts im Bild), eröffnete die solid UNIT Klimabeiratssitzung im Paul-Löbe-Haus mit einem Impuls zum Thema Klimaresilienz aus medizinischer Perspektive

spielen eine entscheidende Rolle bei der Anpassung unserer Lebensräume an diese neuen Herausforderungen. Unser Klimabeirat bietet hierfür eine einzigartige Plattform, um gemeinsam mit der Politik und Bauwirtschaft wichtige Impulse für die Bewältigung dieser gesellschaftlichen Aufgabe zu erarbeiten“, sagte Tobias Riffel, Vorstandsvorsitzender von solid UNIT, anlässlich der Klimabeiratssitzung. „Die Ärzteschaft sieht sich mit in der Verantwortung, die gesundheitlichen Auswirkungen des Klimawandels darzulegen und Maßnahmen zum Schutz der Gesundheit nicht nur zu fordern, sondern aktiv zu unterstützen. Effektiver Hitzeschutz gelingt aber nur gemeinsam. Oberstes Ziel muss es sein, klimabedingte Erkrankungen und Todesfälle zu vermeiden und das Gesundheitssystem vor einer Überlastung zu be-

wahren“, erklärte Dr. med. Klaus Reinhardt, Präsident der Bundesärztekammer. „Nachhaltiges Bauen verlangt einen intelligenten Materialmix. Mit Technologieoffenheit und der konsequenten Unterstützung zirkulärer Baustoffe schaffen wir resiliente Städte, die sowohl Umwelt als auch die Gesundheit von Menschen schützen.

Gerade in Zeiten des Klimawandels können wir uns keine Ressourceneinseitigkeit leisten – Vielfalt in den Materialien bedeutet auch mehr Widerstandskraft unserer Lebensräume“, betonte Sandra Weeser MdB, Vorsitzende des Bundestagsausschusses für Wohnen, Stadtentwicklung, Bauwesen und Kommunen. „Eine der großen Zukunftsaufgaben der Bau- und Immobilienbranche liegt darin, Gebäude und Außenräume wieder konsequent für den Menschen zu planen, bauen und betreiben.

Beton- und Stahlbetonbau 120 (2025), Heft 1

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BETON- UND STAHLBETONBAU aktuell Neben dem Schutz von Klima, Ressourcen und Biodiversität spielt die Klimaanpassung dabei eine ausschlaggebende Rolle“, so Dr. Christine Lemaitre, Geschäftsführender Vorstand der Deutschen Gesellschaft für Nachhaltiges Bauen – DGNB e.V. Der Klimabeirat von solid UNIT setzt sich aus den baupolitischen Sprecherinnen und Sprechern von SPD, Bündnis 90/Die Grü-

nen, FDP und CDU/CSU sowie renommierten Fachexpertinnen und -experten aus Forschung und Lehre zusammen und umfasst aktuell acht Mitglieder: – Prof. Lucio Blandini (Vorstand Werner Sobek / Leiter ILEK) – Bernhard Daldrup MdB (SPD) – Michael Kießling MdB (CDU/CSU) – Dr. Christine Lemaitre (Vorstand DGNB)

– Dr. Tillman Prinz (Geschäftsführer Bundesarchitektenkammer) – Kassem Taher Saleh MdB (Bündnis 90/ Die Grünen) – Prof. Dietmar Walberg (Geschäftsführer ARGE) – Sandra Weeser MdB (FDP)

Weitere Informationen unter solid-unit.de.

NACHRICHTEN

Auftragseingang im September eingebrochen Insbesondere dem Straßenbau fehlen Aufträge „Im September hat sich im Bauhauptgewerbe der Orderrückgang nicht nur fortgesetzt, sondern beschleunigt. Die Bauunternehmen[1,2] meldeten im Vergleich zum September des Vorjahres ein Minus von real 11,5 Prozent. Gegenüber dem Vormonat[3] August wurde sogar ein Rückgang von 12,4 Prozent ausgewiesen. Diesmal liegt es aber nicht nur am Wohnungsbau, sondern auch an den übrigen Bausparten.“ Mit diesen Worten kommentiert der Hauptgeschäftsführer der BAUINDUSTRIE, TimOliver Müller, die aktuellen Konjunkturindikatoren für das Bauhauptgewerbe. Beide Entwicklungen seien aber zum Teil auf einen technischen Effekt, einem sogenannten Basiseffekt, zurückzuführen: Für das gesamte Bauhauptgewerbe sei im September 2023 – dank diverser Großprojekte insbesondere im Wirtschaftsbau – ein deutliches Plus (+12,7 Prozent) gemeldet worden. Im Wohnungsbau sei es ein Minus (-13,8 Prozent) gewesen. Da die Gegenbewegung im Wohnungsbau im September dieses Jahres mit einem Plus von real 1,3 Prozent nur sehr schwach ausfällt, könne aber nicht von einem Ende der Krise gesprochen werden.

Für den Wirtschaftsbau hätten die Unternehmen hingegen einen Rückgang[4] von

16,6 Prozent gemeldet. Im September des vergangenen Jahres wurde noch ein Plus von 31,6 Prozent ausgewiesen. Der Einbruch im Straßenbau 2024 von real 9,6 Prozent könne hingegen nicht durch einen Basiseffekt erklärt werden (Sep. 2023: -2,6 Prozent). Die seit einiger Zeit anhaltenden Klagen der Bauunternehmen über fehlende Aufträge in dieser Sparte würden sich nunmehr sehr deutlich bemerkbar machen. Müller: „Das, was wir seit Monaten beklagen, macht sich nun auch in den Büchern unserer Bauunternehmen bemerkbar: Es werden immer weniger Projekte ausgeschrieben und an den Start gebracht.

Angesichts unserer maroden Infrastruktur ist dies eine gefährliche Entwicklung.“ Aufgrund des deutlichen Oderrückgangs im September werde für die Branche für die ersten neun Monate nun ein Minus von 2,0 Prozent ausgewiesen.

Es wundere somit nicht, dass die Bauunternehmen[1] für September einen realen Umsatzrückgang von 3,7 Prozent gemeldet hätten, kumuliert ergäbe sich ein Minus von 1,4 Prozent. Erschwerend komme für die Branche eine sich verschlechternde Zahlungsmoral der Auftraggeber hinzu.

Laut Creditreform hätten immer mehr der befragten Bauunternehmen angegeben,

länger als 30 Tage auf die Begleichung ihrer Rechnungen warten zu müssen. Meldeten dies im Frühjahr noch 9 Prozent, wären es im Herbst schon knapp 13 Prozent gewesen. Die schlechte Zahlungsmoral sei bei den öffentlichen Auftraggebern besonders stark ausgeprägt: Hier wären 23 Prozent der Befragten betroffen (Frühjahr: 18 Prozent).

Müller: „Die aktuelle politische Unsicherheit muss schnell aufgelöst werden, denn unsere Unternehmen sind auf den Staat als Investor angewiesen. Dies betrifft insbesondere unsere Infrastruktur – Straßen, Brücken, Schienennetze und Wasserstraßen. Sowohl für den Wirtschaftsstandort als auch speziell für unsere Branche ist es deshalb essenziell, nicht nur zeitnah auf einen belastbaren und ausreichend ausgestatteten Bundeshaushalt 2025 schauen zu können, sondern dass auch in der Übergangszeit für eine Verlässlichkeit gesorgt ist.“

[1] Baubetriebe mit 20 und mehr Beschäf-

tigten [2] kalenderbereinigt [3] saison-, kalender- und preisbereinigt [4] nominal (real wird nicht ausgewiesen)

NACHRICHTEN

FDB-Merkblatt Nr. 2 zum Korrosionsschutz von Verbindungsmitteln überarbeitet Bonn, November 2024. Die FDB hat das Merkblatt Nr. 2 „Korrosionsschutz von Verbindungsmitteln für Betonfertigteile“ in einer überarbeiteten Fassung veröffentlicht. Diese Neuauflage, die die bisherige Version aus dem Jahr 2011 ersetzt, bietet

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Beton- und Stahlbetonbau 120 (2025) Heft 1

umfassende Informationen und aktualisierte Vorgaben zum Korrosionsschutz von Verbindungsmitteln in Betonfertigteilkonstruktionen.

Kerninhalte des neuen Merkblatts sind:

Korrosionsschutzarten: Das Merkblatt beschreibt detailliert verschiedene Korrosionsschutzmethoden wie Betondeckung, Grundbeschichtung, Feuerverzinkung und die Verwendung nichtrostender Stähle.

Diese Maßnahmen werden anhand der

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BETON- UND STAHLBETONBAU aktuell Anwendungsbeispiele und Empfehlungen: Neben theoretischen Grundlagen bietet das Merkblatt praxisnahe Empfehlungen für verschiedene Einbausituationen und Umgebungsbedingungen, von Innenräumen bis hin zu Offshore-Umgebungen mit hoher Salzbelastung.

Berücksichtigung aktueller Normen: Die Fassung berücksichtigt aktuelle Regelwerke, darunter DIN EN 1992, DIN EN ISO 1461 und DIN EN ISO 12944, und stellt sicher, dass die Empfehlungen auf den neuesten bauaufsichtlichen Regelungen basieren.

gängigen Expositionsklassen und Korrosivitätskategorien spezifiziert.

Das neue Merkblatt umfasst acht Seiten und richtet sich an Planer, Betonfertigteilhersteller, Bauausführende und Fachleute im Bereich des Betonfertigteilbaus und ist kostenlos auf der Website der FDB unter FDB-Angebote >> Literatur / Downloadcenter / Merkblätter >> Merkblätter verfügbar. Die Fachvereinigung fördert mit dieser Veröffentlichung ein weiteres Mal

den praxisorientierten Wissenstransfer und unterstützt die Umsetzung wichtiger Standards in der Betonfertigteilindustrie.

Die komplette FDB-Merkblattsammlung ist ein wahrer „Wissens-Schatz“: Die 14 Merkblätter erläutern für das Bauen mit Betonfertigteilen die Themen Sichtbeton inklusive Hinweisen zur Ausschreibung, Planung und Befestigung von Betonfertigteilfassaden, Architekturbeton, Nachhaltigkeit, Brandschutzanforderungen, Vorspannung mit sofortigem Verbund, Ladungssicherung, Korrosionsschutz von Verbindungselementen, Toleranzen und Passungsberechnungen sowie Planungsphasen und Bereitstellung der Montageanleitung sowie eine Checkliste für die Ausschreibung von Sichtbetonoberflächen bei Betonfertigteilen.

Alle Merkblätter können kostenlos von der FDB-Homepage www.fdb-fertigteilbau.de heruntergeladen werden (https:// bit.ly/459mvab).

Nachhaltigkeit neu denken Rethinking

March 11 – 13, 2025

sustainability

SAVE

THE DATE

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europe’s biggest concrete congress Beton- und Stahlbetonbau 120 (2025) Heft 1 71 Congress Centrum ulm | Germany

BETON- UND STAHLBETONBAU aktuell

Kongresse – Symposien – Seminare – Messen Ort und Termin

Veranstaltung

Auskunft und Anmeldung

Stuttgart 4. bis 5.2

18. Stuttgarter Brandschutztage Aktuelles aus dem Bauordnungsrecht – Brandschutz im Baudenkmal – Brandschutz im Holz-Beton-Verbundbau

InformationsZentrum Beton www.beton.org/04022025-stuttgart

Web-Seminar 6. bis 7.2.

DIN 1045 – Das neue Regelwerk mit Betonbauqualität (BBQ) – Was ändert sich InformationsZentrum Beton im Betonbau? www.beton.org

Ostfildern 10.1. bis 2.7.

Sachkundige Planer für die Instandhaltung von Betonbauteilen Lehrgang gemäß Ausbildungs-, Prüfungs- und Weiterbildungsordnung des Ausbildungsbeirats beim Deutschen Institut für Prüfung und Überwachung e. V. (ABB-SKP)

Technische Akademie Esslingen www.tae.de

Berlin 11.2.

Kolloquium Konstruktiver Ingenieurbau der TU Berlin: Brückenbaukultur Brückengestaltung im Kleinen und Großen, Projekteinblicke

Ingenieurbaukunst e. V. www.ingenieur-baukunst.de

Hamburg 17. bis 18.2.

VDI-Seminar Brückenbau konkret – Tragwerksplanung VDI-Wissensforum Grundlagen Spannbetonbauweise – Tragwirkung und praxisgerechte Modelliewww.vdi-wissensforum.de/ rung und Berechnung von Brücken – Stabwerkmodelle – Bauverfahren und Bau- weiterbildung-bau zustände – Besonderheiten integraler Brücken – Nachrechnen von Brücken

Ostfildern 18. bis 19.2.

4. Kolloquium „Straßenbau in der Praxis“ Technische Akademie Esslingen Boden/Erdbau – Asphaltbauweisen – Betonbauweise – Pflasterbauweisen – Son- www.tae.de derbauweisen – Baustoffrecycling – Nachhaltigkeit und Ressourcenschonung – Nachhaltigkeit und CO2-Bilanz – BIM in Planung, Ausführung, Erhaltung – Digitalisierte Baustelle – Zustandserfassung – Erhaltungsmanagement – Qualitätssicherung – Modulare Bauweise

Buxtehude Kiel Wismar Berlin Dresden

13.2. Beton Seminare 2025 InformationsZentrum Beton 18.2. Ausschreibung nach neuer DIN 1045 – Transportbeton – Bauüberwachung und www.beton.org 20.2. Qualitätssicherung – CO2-reduzierte Zemente und ressourcenschonende Betone – 25.2. Nachhaltigkeitszertifizierung – Betonieren unter extremen Temperaturen – Nach27.2. behandlungsklassen

Berlin 25.2.

Kolloquium Konstruktiver Ingenieurbau der TU Berlin: Brückenbaukultur Brücken als Wegbereiter für städtebauliche Entwicklung

Ingenieurbaukunst e. V. www.ingenieur-baukunst.de

Ostfildern 25. bis 26.2.

9. Kolloquium Erhaltung von Bauwerken: Innovative Lösungen für die Bauwerkserhaltung von heute und morgen Digitalisierung und BIM – Bauwerksdiagnostik und Monitoring – Nachhaltigkeit beim Bauen im Bestand – Bautenschutz – Kathodischer Korrosionsschutz (KKS) – Schadstoffe/Gefahrstoffe – Instandsetzung von Ingenieurbauwerken – Instandsetzung von historischen Bauten – Mauerwerksinstandsetzung – Wasserbauwerke – Normen und Richtlinien

Technische Akademie Esslingen www.tae.de

Wels (Österreich) 26.2.

Instandsetzung von Stahlbetonbauten für Führungskräfte – Refreshing Österreichische Bautechnik ÖBV-Richtlinie – Baustellenerfahrung mit Produkten und Verfahren – Neue Pro- Vereinigung dukte und Anwendungen – Erfahrung der Prüf- und Inspektionsstellen – Norwww.betonakademie.at/Seminar men, Richtlinien und Zulassungen – Gütezeichen und Gewährleistung – Hinweise zur Ausschreibung und Vergabe

Ostfildern und online 27.2.

Zertifikatslehrgang Bauleitung und Projektmanagement im Bauwesen Eingeteilt in 5 Module

Frankfurt am Main 3D-Bestandserfassung – Vom as-is BIM zum Digitalen Zwilling 5. bis 6.3.

Technologien zur Bestandserfassung und deren Genauigkeit – BIM-Bestandsmodellierung – von CAD zu BIM – Datenmanagement

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Beton- und Stahlbetonbau 120 (2025) Heft 1

Technische Akademie Esslingen www.tae.de

VDI-Wissensforum www.vdi-wissensforum.de/ weiterbildung-bau

BETON- UND STAHLBETONBAU aktuell

Ort und Termin

Veranstaltung

Auskunft und Anmeldung

Dresden 19.3.

Symposium Experimentelle Untersuchungen von Baukonstruktionen (SEUB) Aktuelle Bauwerksuntersuchungen – Neue Messverfahren und Digitalisierung – Experimentelle statische und baudynamische Kurzzeit- und Daueruntersuchungen – Methoden und Bewertung von Zustand, Tragsicherheit und Restlebensdauer von Bauwerken – Zustandsprognose und prädiktives SHM – Monitoring beim Bauprozess und in der Bauwerksüberwachung

Institut für Massivbau der TU Dresden tu-dresden.de/bu/ bauingenieurwesen/imb

Dresden 19. bis 20.3.

34. Dresdner Brückenbausymposium Planung, Bauausführung, Instandsetzung und Ertüchtigung von Brücken – Preisverleihung Deutscher Brückenbaupreis 2025

Institut für Massivbau der TU Dresden tu-dresden.de/bu/ bauingenieurwesen/imb -> Veranstaltungen

Stuttgart 20. bis 21.3.

Deutscher Bautechnik-Tag 2025 Nachhaltiges Bauen mit Beton – Digitalisierung

Deutscher Beton- und Bautechnik-Verein E.V. bautechniktag.de

Frankfurt am Main Innovative Ansätze im Betonrecycling: Von der Theorie zur Praxis 24. bis 25.3.

Rechtsgrundlagen – Akteure im Bereich Betonrecycling – Normen und sonstige Regelwerke – Herstellung und Aufbereitung von Beton – Qualitätssicherung – Hemmnisse bei der Verwendung von RC-Beton – Maßnahmen zur CO2-Minderung bei Zement und Zuschlag – Praxisbeispiele aus Österreich und der Schweiz

VDI Wissensforum www.vdi-wissensforum/06SE170

Karlsruhe 1.4.

21. Symposium Baustoffe und Bauwerkserhaltung

Informationszentrum Beton www.beton.org

Leipzig und online 2.4.

15. Leipziger Abdichtungsseminar wichtigste bauordnungsrechtliche Regelungen – aktueller Stand der Bauwerksabdichtungsreihe DIN 1835x – Frischbetonverbundsysteme

MFPA Leipzig leipziger-abdichtungsseminar.de

Münster 7.5.

Münsteraner Tunnelbau-Kolloquium

FH Münster www.fh-muenster.de/bau/ weiterbildungskatalog

Jakarta 10. bis 13.9.

Concrete Show South East Asia 2025 PT. Pamerindo Indonesia alle Bereiche der Betonherstellung und -verarbeitung. Die Messe wird in Verbin- www.cssea.merebo.com dung mit der „Construction Indonesia 2025“ auf einer Fläche von ca. 15.000 m² im Jakarta International Expo Messegelände ausgetragen

Beton- und Stahlbetonbau 120 (2025) Heft 1

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Stefan M. Holzer

Gerüste und Hilfskonstruktionen im historischen Baubetrieb Geheimnisse der Bautechnikgeschichte

-

auch interessierten Laien erschließen sich die ­großen Bauaufgaben aus den vergangenen Jahrhunderten mit ihren Problemen und Bau­ prozessen

Stefan M. Holzer

Gerüste und Hilfskonstruktionen im historischen Baubetrieb

reich illustriert

Der Autor erzählt die faszinierende Geschichte der Lehrgerüste im Hoch- und Brückenbau sowie der Arbeits- und Transportgerüste durch die Jahrhunderte. Die Verbreitung von Bauweisen und ­Konstruktionstypen wird nachverfolgt und die Herausbildung von Bautechnologien wird gezeigt.

B A U T E C H N I K G E S C H I C H T E

Geheimnisse der Bautechnikgeschichte

E D I T I O N

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ein weiteres Buch und Referenzwerk in der Reihe für die Bauforschung mit ingenieurwissenschaft­ lichem Hintergrund

2021 · 470 Seiten · 459 Abbildungen Hardcover ISBN 978-3-433-03175-9

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Impressum Die Zeitschrift „Beton- und Stahlbetonbau“ veröffentlicht Beiträge über Forschungs­vorhaben und -ergebnisse sowie über Entwurf, Berechnung, Bemessung und Ausführung von Beton-, Stahlbeton- und Spannbetonkonstruktionen im gesamten Bauwesen.

Die in der Zeitschrift veröffentlichten Beiträge sind urheberrechtlich geschützt. Alle Rechte, ­insbesondere das der Übersetzung in fremde Sprachen, vorbehalten. Kein Teil dieser Zeitschrift darf ohne schriftliche Genehmigung des Verlages in irgendeiner Form – durch Fotokopie, Mikrofilm oder andere Verfahren – reproduziert oder in eine von Maschinen, insbesondere von Datenverarbeitungsanlagen, verwendbare Sprache übertragen werden. Auch die Rechte der Wiedergabe durch Vortrag, Funk oder Fernsehsendung bleiben vorbehalten. Warenbezeichnungen, Handelsnamen oder Gebrauchsnamen, die in der Zeitschrift veröffentlicht werden, sind nicht als frei im Sinne der Markenschutz- und Warenzeichen-Gesetze zu betrachten, auch wenn sie nicht eigens als geschützte Bezeichnungen gekennzeichnet sind.

Fachbeirat

Advisory Board

Verlag Ernst & Sohn GmbH Rotherstraße 21, D-10245 Berlin Tel. +49 (0)30/47031-200 info@ernst-und-sohn.de www.ernst-und-sohn.de

Amtsgericht Charlottenburg HRB 237294 B Geschäftsführung: Dr. Guido F. Herrmann, Franka Stürmer Steuernummer: 47020/34142, Umsatzsteueridentifikationsnummer: DE 813496225 Chefredakteur Prof. Dipl.-Ing. DDr. Dr.-Ing. E.h. Konrad Bergmeister verantwortliche Redakteurin Dipl.-Ing. Kerstin Glück Universität für Bodenkultur Wien, Institut für Konstruktiven Ingenieurbau Peter-Jordan-Straße 82, A-1190 Wien Tel.: +43 (0)1 890461119 bust@wiley.com Redaktion Produkte und Objekte Sandra Berhold, Fabian Hesse Tel.: +49 (0)30/47031-121, presse@ernst-und-sohn.de Ad Sales Manager Stefan Nepita Tel.: +49 (0)30/47031-256, stefan.nepita@wiley.com Sonderdrucke Verkauf Janette Seifert Tel.: +49 (0)30/47031-292, janette.seifert@wiley.com Technische Herstellung Petra Franke Tel.: +49 (0)30/47031-279, pfranke@wiley.com www.ernst-und-sohn.de/sonderdrucke Kunden-/Leserservice Wiley-VCH Kundenservice für Ernst & Sohn Boschstr. 12, D-69469 Weinheim Tel.: +49 (0)8001800536 (innerhalb Deutschlands) +44 (0)1865476721 (außerhalb Deutschlands) Schnelleinstieg: www.wileycustomerhelp.com Einzelheft-Verkauf: CS-Germany@wiley.com Aktuelle Bezugspreise Die Zeitschrift „Beton- und Stahlbetonbau“ erscheint mit 12 Ausgaben pro Jahr. Neben „Betonund Stahlbetonbau print“ steht „Beton- und Stahlbetonbau online“ im PDF-Format über den Online-Dienst WileyOnlineLibrary im Abonnement zur Verfügung. print

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Das Abonnement gilt zunächst für ein Jahr. Es kann jederzeit mit einer Frist von drei ­Monaten zum Ablauf des Bezugsjahres schriftlich gekündigt werden. Ohne schriftliche Mitteilung verlängert sich das Abonnement um ein weiteres Jahr.

Alle Preise sind Nettopreise. Die Preise sind gültig bis 31. August 2025. Irrtum und Änderungen vorbehalten. Studentenpreise, Staffelpreise, Mitgliederpreise und Preise in anderen ­Währungen auf Anfrage.

Prof. Dr.-Ing. Martin Claßen, RWTH Aachen University, Lehrstuhl für Massivbau Prof. Dr.-Ing. Dr.-Ing. E.h. Manfred Curbach, Technische Universität Dresden, Institut für Massivbau Prof. Dr.-Ing. Dipl.-Wirtsch.-Ing. Oliver Fischer, Technische Universität München, Lehrstuhl für Massivbau Prof. Dr.-Ing. habil. Peter Mark, Ruhr-Universität Bochum, Lehrstuhl für Massivbau Dr.-Ing. Lars Meyer, Deutscher Beton- und Bautechnik-Verein E.V., Berlin Dr.-Ing. Alexander Steffens, WTM Engineers GmbH, Beratende Ingenieure im Bauwesen, Hamburg

Dr.-Ing. Viviane Adam, RWTH Aachen University, Lehrstuhl und Institut für Massivbau apl. Prof. Dr.-Ing. Birgit Beckmann, Technische Universität Dresden, Institut für Massivbau Dr.-Ing. Jan Bielak, RWTH Aachen University, Lehrstuhl und Institut für Massivbau Prof. Dr.-Ing. M.Arch. Lucio Blandini, Universität Stuttgart, Institut für Leichtbau Entwerfen und Konstruieren Dr. ir. Freek Bos, Technische Universität München, Lehrstuhl für Massivbau Univ.-Prof. Dr.-Ing. Thomas Braml, Universität der Bundeswehr München, Institut für Konstruktiven Ingenieurbau Univ.-Prof. Dr.-Ing. Yvonne Ciupack, Technische Universität Dresden, Institut für Massivbau Dr.-Ing. Felix Clauß, Ruhr-Universität Bochum, Lehrstuhl für Massivbau Dr.-Ing. Patrick Forman, Ruhr-Universität Bochum, Lehrstuhl für Massivbau Univ.-Prof. Dr.-Ing. Michael Haist, Leibniz Universität Hannover, Institut für Baustoffe Prof. Dr.-Ing. Peter Heek, FH Münster, Statik und Massivbau Prof. Dr.-Ing. Martin Herbrand, Hochschule 21, Konstruktiver Ingenieurbau und Baustatik Priv.-Doz. Dipl.-Ing. Dr. techn. Patrick Huber, BSc, FH Campus Wien, Bauen und Gestalten Prof. Dr.-Ing. Alex Hückler, Berliner Hochschule für Technik, Massivbau und Statik Prof. Dr. Walter Kaufmann, ETH Zürich, Institut für Baustatik und Konstruktion Univ.-Prof.’in Dr.-Ing. Sylvia Kessler, Helmut-Schmidt-Universität, Professur für Konstruktionswerkstoffe und Bauwerkserhaltung Univ.-Prof. B.Sc. Dipl.-Ing. Dr.techn. Benjamin Kromoser, Universität für Bodenkultur Wien, Institut für Hochbau, Holzbau und kreislaufgerechtes Bauen (IHB) Prof. Dr.-Ing. Christian Kulas, Hochschule Biberach, Konstruktiver Ingenieurbau, Massivbau Prof. Dr.-Ing. Torsten Leutbecher, Universität Siegen, Lehrstuhl für Massivbau Univ.-Prof. Dr.-Ing. Steffen Marx, Technische Universität Dresden, Institut für Massivbau Univ.-Prof. Dr.-Ing. Viktor Mechtcherine, Technische Universität Dresden, Institut für Baustoffe Univ.-Prof. Dr.-Ing. Vincent Oettel, Leibniz Universität Hannover, Institut für Massivbau Prof. Dr.-Ing. Matthias Pahn, Rheinland-Pfälzische Technische Universität KaiserslauternLandau, Fachgebiet Massivbau und Baukonstruktion Prof. Dr. Dirk Proske, Berner Fachhochschule, Studiengangsleiter Master Engineering Dr. Andreas Pürgstaller, Bergmeister Ingenieure GmbH Prof. Dr.-Ing. Sergej Rempel, Hochschule für angewandte Wissenschaften Augsburg, Fakultät Architektur und Bauwesen Univ.-Prof. Dr.-Ing. Marcus Ricker, Technische Universität Dortmund, Lehrstuhl für Massivbau Dr.-Ing. David Sanio, Ruhr-Universität Bochum, Lehrstuhl für Massivbau Dr.-Ing. Gregor Schacht, Marx Krontal Partner | MKP GmbH Dr.-Ing. Silke Scheerer, Technische Universität Dresden, Institut für Massivbau Dr.-Ing. Angelika Schießl-Pecka, Ingenieurbüro Schiessl · Gehlen · Sodeikat GmbH Prof. Dr.-Ing. Dirk Schlicke, Graz University of Technology, Institute of Structural Concrete Dr.-Ing. Nicholas Schramm, Büchting + Streit AG Prof. Dr. Dipl. Dipl.-Ing. Panagiotis Spyridis, Universität Rostock, Professur Massivbau Prof. Dr.-Ing. Alexander Stark, Karlsruher Institut für Technologie, Institut für Massivbau und Baustofftechnologie, Abt. Massivbau Univ.Prof. Dipl.-Ing. Dr. Alfred Strauss, Universität für Bodenkultur Wien, Institut für Konstruktiven Ingenieurbau Dr.-Ing. Josef Taferner, Bergmeister GmbH Prof. Dr.-Ing. Alexander Taffe, Hochschule für Technik und Wirtschaft Berlin, Fachgebiet Baustoffkunde, Bauwerksdiagnose und zerstörungsfreie Prüfung Dr.-Ing. Juliane Wagner, CARBOCON GMBH Prof. Dr.-Ing. Danièle Waldmann-Diederich, Technische Universität Darmstadt, Fachbereich Bau- und Umweltingenieurwissenschaften Prof. dr. ir. Roman Wan-Wendner, Ghent University, Department of Structural Engineering and Building Materials Dr.-Ing. Katharina Zaydowicz, DB InfraGo AG

Spezielle Angebote und Probeheftanforderung unter www.ernst-und-sohn.de Bei Änderung der Anschrift eines Abonnenten sendet die Post die Lieferung nach und i­nformiert den Verlag über die neue Anschrift. Wir weisen auf das dagegen bestehende Widerspruchsrecht hin. Wenn der Bezieher nicht innerhalb von 2 Monaten widersprochen hat, wird Einverständnis mit dieser Vorgehensweise vorausgesetzt.

Beton- und Stahlbetonbau, ISSN 0005-9900, is published monthly. US mailing agent: SPP, PO Box 437, Emigsville, PA 17318. Periodicals postage paid at Emigsville PA. Postmaster: Send all address changes to Beton- und Stahlbetonbau, John Wiley & Sons Inc., C/O The Sheridan Press, PO Box 465, Hanover, PA 17331.

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Beton- und Stahlbetonbau 120 (2025) Heft 1

Vorschau 2/25 Abschnittsweiser Rückbau der Döllbachtalbrücke (Quelle: Büchting + Streit AG)

T. Wetzel, F. Albrecht Zum abschnittsweisen Rückbau von Betonbrücken mit spannungsrisskorrosionsempfindlichem Spannstahl Die rechnerische Nachweisführung der Rückbauzustände von Großbrücken, die mit spannungsrisskorrosionsempfindlichem Spannstahl errichtet wurden, stellt eine besondere Herausforderung dar. Es wird ein wahrscheinlichkeitstheoretischer Ansatz vorgestellt, mit dessen Hilfe die mit ausreichender Sicherheit ansetzbaren Restspannstahlflächen bestimmt werden können. So soll ein Beitrag zu einer rechtssicheren Planung und Ausschreibung von Brückenrückbauten geleistet werden.

J. Frede, T. Krämer, S. Rempel, S. Kasic 73 Meter lange integrale Holz-Carbonbeton-Verbundbrücke. Betontechnische Details zur Fuß- und Radwegbrücke über den Seeblickweg in Stuttgart Die zweifeldrige Fuß- und Radwegbrücke über den Seeblickweg vereint einen Holz-Beton-Verbundquerschnitt in den Feldbereichen mit einem Carbonbetonplattenbalken im Stützbereich und an den Widerlagern. Die Bemessung erfolgte anhand der bauaufsichtlich eingeführten Richtlinie „Betonbauteile mit nichtmetallischer Bewehrung“. Die Herausforderungen im Umgang mit den innovativen Baustoffen werden beschrieben sowie erste Ergebnisse aus einem Rissmonitoring mittels faseroptischer Messstränge vorgestellt.

T. Huber Zur Querkrafttragfähigkeit von Stahlbetonbauteilen mit Schubaufbiegungen Die Querkrafttragfähigkeit von Plattenbrücken aus Stahlbeton, welche ausschließlich mit aufgebogenen Längsstäben bewehrt sind, kann nach

aktueller Normenlage oftmals nicht nachgewiesen werden. Deshalb wird ein Querkraftmodell für Aufbiegungen vorgestellt, welches auf einer Betrachtung von Traganteilen entlang eines kritischen Biegeschubrisses gründet. Die Nachrechnung einer Versuchsdatenbank und die statistische Absicherung bilden die Grundlage für die Berücksichtigung in zukünftigen Überarbeitungen der Nachrechnungsrichtlinien.

Ch. Gasser, A. Vorwagner, T. Manninger, S. Klackl, S. Krispel, Ch. Stadler, M. Kleiser Auswirkungen von Verkehrserschütterungen auf jungen Beton: Teil 2 Es wurden Auswirkungen von Verkehrserschütterungen auf jungen Beton in großem realitätsnahem Maßstab untersucht mit dem Ziel, kritische Erschütterungswerte und zugrundeliegende Schädigungsmechanismen zu ermitteln. Empfehlungen für die Praxis werden gegeben, wobei auch Erkenntnisse fremder Forschungsarbeiten berücksichtigt werden.

S. Görtz, K. Lengert, D. Glomb, A. Kustermann, Ch. Dauberschmidt, S. Burgard Dauerhafte und nachhaltige Brückenkappen aus nichtmetallischer Bewehrung und Recyclingbeton Es wurden Brückenkappen aus einer nichtmetallischen Basaltfaserstabbewehrung und einem Recyclingbeton entwickelt, sodass die Schwachstelle der Korrosion entschärft wird und Materialien im Hinblick auf den Materialkreislauf besser ausgenutzt werden. Alle Teilentwicklungen wurden zu einem ganzheitlichen Ansatz vereint und ein Prototyp einer ressourcenschonenden und dauerhaften Brückenkappe erfolgreich hergestellt und getestet. Änderungen vorbehalten

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Beton-Kalender-Tag 2025 Beton im Infrastrukturbau am Beispiel Tunnelbau 9. April 2025 · Berlin & Online 10 – 17 Uhr

Inhalte

Vortragende

Die Verkehrsinfrastruktur und ihre Bauten sind die Schlagadern unserer Gesellschaft. Neubau, Unterhalt und Instandsetzung sind zugleich gewaltige Investitionen in unsere Zukunft. Die Einbeziehung der neuesten Erkenntnisse bei Baustoffen, die Verwirklichung von Kreislaufkonzepten und die Anwendung digitaler Methoden in Planung, Ausführung und während der Nutzung sind daher essentiell für den verantwortungsvollen Umgang mit bestehenden Ressourcen und denen kommender Generationen.

◾

Prof. Matthias Flora BMK Stiftungsprofessur für Tunnel Information Modeling, Universität Insbruck

◾

Prof. Conrad Boley Institut für Bodenmechanik und Grundbau, Universität der Bundeswehr München

◾

Prof. Oliver Fischer Lehrstugl für Massivbau, TU München

◾

u.v.m.

Teilnahmegebühr Nachhaltigkeit von Betonen im Tunnelbau Tübbingfertigteile im Tunnelbau ◾ BIM im Tunnelbau ◾ Injektionen im Tunnelbau ◾ Sensorik und Langzeitmonitoring im Tunnelbau ◾ Beton im Tunnelbau ◾ ◾

ernst-und-sohn.de/btk

* Der Preis versteht sich zzgl. ges. MwSt. Es gelten die AGB der Akademie der Ingenieure.

Regulär

Vor Ort

Online

465 €*

405 €*

+ Beton-Kalender 2025 636,96 €*

576,96 €*

Jürgen H. R. Küenzlen, Eckehard Scheller, Rainer Becker, Thorsten Immel

Anchor Technology in Concrete and Masonry for Practitioners and Engineers

Instructions for installation and tests on ­construction site Explanations of technical regulations and ­European Technical Assessments (ETA)

This book is a guide for practical anchor technology. It provides assistance in the selection of the appropriate anchor system for the fastening task as well as advice for planning and installation in the base material. The theory of load-bearing behaviour is briefly explained.

J. Küenzlen, E. Scheller, R. Becker, T. Immel

Anchor Technology in Concrete and Masonry for Practitioners and Engineers With Recommendations for the Execution and Evaluation of Job Site Tests

prelim. fig.

Answers to practical questions on anchor selection and installation

Anchor Technology in Concrete and Masonry for Practitioners and Engineers

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J. Küenzlen, E. Scheller, R. Becker, T. Immel

With Recommendations for the Execution and Evaluation of Job Site Tests

12 / 2024 · approx. 296 pages · approx. 215 figures · approx. 28 tables Softcover ISBN 978-3-433-03205-3 approx. € 89* eBundle (Print + ePDF) ISBN 978-3-433-03303-6 approx.€ 139* Available for pre-order.

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