Bauphysik 01/2015 free sample copy

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37. Jahrgang Februar 2015 ISSN 0171-5445 A 1879

Bauphysik Wärme | Feuchte | Schall | Brand | Licht | Energie

– Modell für die hygrothermische Bemessung von Gründächern – Untersuchung des hygrothermischen Verhaltens von Flachdachkonstruktionen aus Holz – Untersuchung des hygrothermischen Verhaltens von Flachdachelementen mit Hohlkastensystem – Radonmessungen in Wohngebäuden im Rybniker Kreis/Polen – Untersuchung einer thermisch aktiven Außenwand aus Infraleichtbeton – EnEV 2014 – Auswirkungen auf das Bauen mit Betonfertigteilen – Schalltechnische Planung von Außenbauteilen in der Sanierung mit WDVS und Außendämmung

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Inhalt

Das modernste Opernhaus Europas mit technischen und architektonischen Qualitäten und beachtlichem Publikumskomfort wurde nach einem Entwurf Terry Pawson, London von ArchitekturConsult ZT GmbH und Archinauten realisiert. Bei der Planung und Realisierung waren die Gegebenheiten am Standort zu berücksichtigen: eine Mini-U-Bahnlinie führt unterirdisch direkt am Neubau entlang. Die Schwingungsisolierung entstand in Zusammenarbeit Berleburger Schaumstoffwerke GmbH BSW, Bad Berleburg, siehe Meldung S. 30.

(Foto: Musiktheater Linz)

Bauphysik 1 37. Jahrgang Februar 2015, Heft 1 ISSN 0171-5445 (print) ISSN 1437-0980 (online)

Bitte beachten:

Fachthemen 1

Daniel Zirkelbach, Beate Stöckl Hygrothermische Bemessung von Gründächern – Modellentwicklung und praktische Anwendung

8

Bernd Nusser, Julia Bachinger, Martin Teibinger Hygrothermisches Verhalten teilgedämmter und teilbeschatteter Flachdachkonstruktionen aus Holz

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Federico Gariglio, Karim Ghazi Wakili, Thomas Schnider, Volker Brombacher, Peter Niemz Experimentelle und numerische Untersuchung des hygrothermischen Verhaltens von Flachdachelementen mit Hohlkastensystem

31

Małgorzata Wysocka, Jan Antoni Rubin Radonmessungen in Wohngebäuden im Rybniker Kreis

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Frank Ulrich Vogdt, Markus Helbach Eine thermisch aktiv gedämmte, monolithische Außenwand aus Infraleichtbeton als nachhaltiges, zukunftsfähiges Wandsystem?

Die gedruckten Jahresinhaltsverzeichnisse 2014 erhalten unsere Abonnenten mit dieser Ausgabe.

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

Peer-reviewed journal Bauphysik ist ab Jahrgang 2007 beim Web of Knowledge (ISI) von Thomson Reuters akkreditiert.

Impact-Faktor 2013: 0,330

Berichte 52

Matthias M. Middel, Rainer Büchel, Elisabeth Hierlein EnEV 2014 – Auswirkungen auf das Bauen mit Betonfertigteilen

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Andreas Rabold, Joachim Hessinger, Stefan Bacher Wärmedämmverbundsysteme und Außendämmungen aus nachwachsenden Rohstoffen in der Altbausanierung Schalltechnische Planung von Außenbauteilen in der Sanierung Rubriken

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Aktuell (s. S. 37, 56, 62) Technische Regelsetzung Bücher Veranstaltungen Stellenmarkt Produkte & Objekte

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Betonfertigteile Akustik und Schallschutz

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Produkte & Objekte

Betonhohldielen, Stahlverbundstützen und Deltabeam® Verbundträger gekonnt kombiniert Beim Bau eines Büro- und Produktionsgebäudes in Kriessern (CH) wurden die Deltabeam® Verbundträger von Peikko, Weiler (AT), mit Stahlverbundstützen kombiniert. Ziel war es, 5.000 m2 Bürofläche und 18.000 m2 Produktionsfläche schnell und mit möglichst wenig Baustellenpersonal zu errichten. Zudem mussten im Bürogebäude Spannweiten von bis zu 16 m stützenfrei überbrückt werden und die Stützen sollten möglichst schlank sein.

Das Gebäude ist auf die Ansprüche der drei großen Unternehmen abgestimmt, die hier einziehen werden: ein Baggerhersteller, ein Hersteller von Digitaldrucksystemen und ein Montageprofi von Schreinerarbeiten. Dementsprechend gliedert sich der 180 m lange Bau in zwei Produktionsflügel sowie einen zentralen Büroturm. Der Haupteingang mit Empfang, Präsentations-/ Eventhalle und die Kantine werden von allen Firmen gemeinsam genutzt. Ins Büro ziehen unterschiedliche Unternehmen und Dienstleister ein. Bei der Planung standen Gebäudegestaltung und große Raumflexibilität im Vordergrund. Infolgedessen strebte man schlanke Decken an, deren Lasten von möglichst wenigen Stützen abgeleitet werden. Um dies in einer kurzen Bauzeit wirtschaftlich zu realisieren, setzte man auf eine Kombination von verschiedenen innovativen vorgefertigten Elementen: einem System bestehend aus dem Deltabeam® Verbundträger von Peikko, hochwertigen Stahlverbundstützen und Hohldielen der Firma Oberndorfer.

Deltabeam® Verbundträger Der Deltabeam® Verbundträger ist ein Auflagersystem für Decken. Er besteht aus einem trapezförmig geschweißten Stahlprofil, das seitlich kreisförmige Öffnungen aufweist. Auf seinen verbreiterten Unterflanschen lassen sich unterschiedliche Deckensysteme auflagern, wobei sie – anders als bei herkömmlichen Unterzügen – mit der Deckenunterseite eine durchgehende Fläche bilden. Um dem System die endgültige Tragfähigkeit zu verleihen, wird der Deltabeam® Verbundträger nach der Montage

Bild 2. Regeldetail eines Verbandträgers in Kombination mit einer Verbundstütze

ausbetoniert. So wirkt der Träger im Montagezustand als reine Stahl- und nach dem Aushärten des Betons als Verbundkonstruktion. Vorteile des Deltabeam®: Die Deckenuntersicht ist völlig eben. Die sonst so störenden Unterzüge entfallen durch ihn vollständig. Bei dem Objekt in Kriessern entschied man sich für Hohldielen, was zusätzlich den Vorzug mit sich brachte, dass die Decke verhältnismäßig leicht war und sofort nach dem Auflegen der Betonelemente ohne Unterstützung betretbar war.

Stahlverbundstützen Die Lasten der einzelnen Geschosse werden mithilfe von Stahlverbundstützen abgeleitet. Sie bestehen aus einem runden oder quadratischen Stahlrohr mit einem innenliegenden, tragenden Stahlkern, der zum Brandschutz mit einem Betonmantel zwischen Stahlkern und Stahlrohr versehen ist. Den oberen und den unteren Abschluss bilden jeweils eine Kopf- und Fußplatte aus Stahl.

Die Fußplatte ist mit einem Dorn ausgestattet, der dem Baustellenteam dazu dient, die Pendelstütze in der Geschossdecke zu positionieren. Zwischen Fussplatte und Betondecke lassen die Bauarbeiter nach dem Versetzen der Stütze jeweils einen ca. zwei Zentimeter dicken Spalt offen, der später mit hochfestem Fließmörtel zur definitiven Fixierung der lotrechten Positionierung der Stütze aufgefüllt wird.

Neue Systemlösung

Bild 1. Der Deltabeam®-Deckenträger wird direkt auf die Stützen montiert

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Um den Deltabeam® Verbundträger und die Stahlverbundstützen miteinander kombinieren zu können, wurden die üblichen Anschluss-Details leicht modifiziert. So ließen sich die Elemente wie bei einem Baukastensystem mühelos miteinander verbinden.

Dank dieser gut durchdachten Elementkombination konnten die Verantwortlichen die enorme stützenfreie Spannweite von 16 m erreichen. Dabei waren für den Bau der einzelnen Stockwerke lediglich fünfzehn Arbeitstage erforderlich, was im Vergleich zur herkömmlichen Bauweise eine enorme Zeitersparnis bedeutet. Und: Die Montagearbeiten konnten von einem Team durchgeführt werden, das aus drei bis fünf Personen bestand! Insgesamt wurden in Kriessern 162 Stahlverbundstützen 5.000 m² Hohldielendecke und 588 m Deltabeam® verbaut. Die Hersteller

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Betonfertigteile

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Wohnpark „Mainblick“: Betonfertigteile für 180 hochwertige Reihenhäuser Das ist das bisher größte Wohnparkprojekt der Firmengeschichte. Die Mitarbeiter des Betonfertigteilwerks Bad Dürkheim haben von Januar 2012 bis Anfang Juni 2014 Massivwände und Massivdecken für sämtliche Objekte produziert.

Zu den LKW-Frachten mit 20.000 t Betonfertigteilen kamen noch die Baustelleneinrichtung, die Krananfahrten, die Fahrten der Montagekolonnen und die Materialversorgung hinzu: Über 1000 einzelne Touren mussten koordiniert und präzise eingetaktet werden.

Bild 3. Der Deltabeam®-Deckenträger wird direkt auf die Stützen montiert

Bild 4. Das Gebäude in vollendetem Zustand (Animation) (Fotos/Abb.: 1–2 Tuchschmid, 3 Peikko, 4 Gantenbein + Partner)

dieser Bauelemente arbeiteten dabei zum ersten Mal miteinander, die Abstimmung und Arbeitsvorbereitung funktionierte hervorragend. So konnten die Beteiligten das sechsstöckige Objekt in der geplanten Zeit errichten. Eine Produktkombination, von der alle Beteiligten überzeugt sind.

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

Das neue innenstadtnahe Wohngebiet hat die Deutsche Reihenhaus AG, Köln, auf einem ehemaligen Fabrikgelände errichtet.

Inzwischen sind alle Bauabschnitte auf dem rund 14.000 m² großen Areal fertiggestellt.

Im Kelsterbacher Wohnpark der Deutschen Reihenhaus AG, ­einem energiepolitischen Pilotprojekt, stehen die bewährten Reihenhausmodelle mit 81, 116 und 141 m². Dieser systematischen, standardisierten Bauweise kommen die industriell vorgefertigten Betonbauteile der xebex GmbH entgegen.

Hier wird demonstriert, wie Energieautarkie in der Praxis funktionieren kann. Dank einer innovativen Kombination aus Blockheizkraftwerk, Fotovoltaik, Strom- und Wärmespeicher sind die 180 Reihenhäuser nahezu unabhängig vom Netz: Strom und Wärme werden direkt vor Ort erzeugt. Die Reihenhäuser entsprechen einem Baustandard nach KfW-Effizienzhaus 70. Zu ­ihrer guten Energiebilanz tragen auch die Betonfertigteile des Herstellers bei. Zum einen sorgt der Baustoff Beton dank seiner Massigkeit und dadurch bedingten Speicherfähigkeit für ein angenehmes Wohnklima, zum anderen waren die Massivwände bestens auf ihre Rolle im Wärmedämmverbundsystem vorbereitet: Die Außenseiten hatten die Mitarbeiter des Fertigteilwerks eigens rau ausgeführt, damit sich die Dämmplatten optimal verkleben ließen.

Schlank und statisch höchst belastbar Die schlanken, statisch höchst belastbaren Massivwände sind bei einer Dicke von 10 cm bis zu 12 m breit und 3,2 m hoch.

Für die Montage eines Wandelements brauchen die eingespielten Montagekolonnen im Schnitt nur 10 Minuten, und 8 Minuten dauert es, um eine Massivdecke vom Spezial-Lkw abzuladen, mit dem Kran umzusetzen und zu verlegen. Bewehrungs­ arbeiten und ein Ortbetonverguss fallen bei Massivbauteilen nicht an. Mit ihren an der Innenseite schalungsglatten Ober­ flächen sind Massivwände nach entsprechender Vorbereitung

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Bild 1. Die Massivbauprodukte haben einen hohen Vorfertigungsgrad. Installationen für elektrische Anlagen, Wasser, Heizung und Lüftung sind ab Werk integriert.

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Bild 2. Im Auftrag des Projektentwicklers produzierte und montierte die xebex GmbH Massivwände und -decken für die hochwertigen Rohbauten.

(Fotos: Xebex)

ohne Innenputz streich- und tapezierfähig, und die Oberflächenqualität der Massivdecken macht einen klassischen Estrich unnötig.

Was die Massivbauteile für den Wohnpark Mainblick besonders auszeichnet, ist ihr hoher Vorfertigungsgrad mit speziell für den Auftraggeber entwickelten Fenster- und Türaussparungen, Wanddurchführungen, Installationskanälen und zahlreichen Einbauteilen. Das erleichtert die Arbeit der Folgegewerke auf der Bau-

Wolfgang Moll, Annika Moll Schallschutz im Wohnungsbau Gütekriterien, Möglichkeiten, Konstruktionen 2011. 138 S. € 59,–* ISBN 978-3-433-02936-7 Auch als erhältlich

stelle und ermöglicht ein Ergebnis auf höchstem Niveau. Beim Projekt Mainblick geht es um eine Dreisterne-Elektroinstallation der wertigsten Variante. In einbetonierte Leerrohrsysteme kann das Nachfolgegewerk die kompletten Elektroleitungen einziehen. Auch die Schalterdosen bauen die Mitarbeiter bereits im Werk fix und fertig ein, ein Laser zeigt ihnen dabei präzise die gewünschte Position. Der Hersteller kann individuell nach Kundenwunsch die komplette Hausinfrastruktur vorbereiten – das Ergebnis ist ein veredelter Rohbau.

Das Werk Bad Dürkheim der xebex GmbH nutzt als erstes Fertigteilwerk überhaupt die Chance, ein neues Einbauteil einzusetzen: Mit dem Spannschloss lassen sich die Herstellung und die Montage von Betonfertigteilen rationalisieren. So wird es möglich sein, zwei Fertigteile in wenigen Handgriffen durch eine Drehbewegung zu verbinden und kraftschlüssig zu verspannen.

Zugunsten einer sicheren Dauerbefestigung insbesondere in Erdbebengebieten wird das Spannschloss anschließend ausgegossen. Einfacher und schneller lässt sich eine dauerhafte kon­ struktive Verbindung von Betonfertigteilen nicht herstellen.

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Betonfertigteile

Weitere Informationen: xebex GmbH, Bruchstraße 61a, 67098 Bad Dürkheim, Tel. +49 (0)63 22 – 95 90-0, Fax +49 (0)63 22 – 95 90-191, info@xebex.de, www.webex.de

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Betonfertigteile

Egcotritt Akustikbox mit minimalem ­Wärmeverlust Der trittschallgedämmte Querkraftdorn Egcotritt dient der schalltechnischen Entkopplung von Bauteilen. Er wird eingesetzt für die Auflagerung von Treppenpodesten, Laubengängen und vorgeständerten Balkonen und überträgt sicher die in der Anschlussfuge wirkenden Querkräfte. Gleichzeitig sorgt die akustisch entkoppelte Auflagerung dafür, dass die Übertragung störender Geräusche in angrenzende Räume hervorragend gedämmt wird.

Die neue Gestaltung des Ankerkörpers optimiert die Lasteinleitung in das Bauteil und erleichtert den Einbau. Die Bemessung und die konstruktive Durchbildung konnte gegenüber der bisherigen Konstruktion erheblich vereinfacht werden. Die Trittschallminderung von bis zu 32 dB ist hervorragend und geht weit über übliche Maßstäbe hinaus. Die bei Laubengängen auftretenden Horizontalkräfte aus Wind und Imperfektion können in der Deckenplatte rückverankert werden, ohne dass das Trittschalldämmmaß entscheidend reduziert wird.

Bei Laubengängen, Loggiaplatten und ungedämmten Treppenhäusern spielt die Wärmedämmung eine entscheidende Rolle.

Trittschallgedämmte Querkraftdornanschlüsse stellen eine Wärmebrücke dar, welche beim Energieeinsparnachweis berücksichtigt werden müssen. Für die Egcotritt Querkraftdorne stehen dem Planer ab sofort für übliche Anschlussdetails umfassende Wärmeberechnungen zur Verfügung. Durch die wärmegedämmte Ausführung der Akustikbox sind die Wärmeverluste minimal. Beim Einsatz des Egcotritt HL kann die Dämmfugenstärken 100 mm bei voller Tragfähigkeit ausgeführt werden, was den Einsatz des Egcotritt HL auch in Passivhäusern ermöglicht.

Die Leistungsfähigkeit der Egcotritt Querkraftdornverbindung konnte in mehreren herausragenden Objekten eindrucksvoll unter Beweis gestellt werden. Der Laubengang eines Mehrfamilienhauses mit 25 Wohneinheiten auf der Schlossinsel im Harburger Binnenhafen wurde mit mehr als 300 Stück FRANK Egcotritt schalltechnisch vom Gebäude getrennt. Durch den Einbau von Brandschutzmanschetten sind zudem die Anforderungen für die Feuerwiderstandklasse F120 erfüllt. Die Platten wurden hierbei auf einer Länge von über 50 m fugenlos ausgeführt.

Mit trittschalldämmenden Querkraftdornen Egcotritt erfolgte der Anschluss der rund 40 m langen, und fugenlos ausgeführten Balkonplatten des BAYSIDE Hotels in der Lübecker Bucht. Neben der Realisierung bester Trittschallwerte, können große horizontale Verformungen der Balkonplatte, resultierend aus Tem-

Egcotritt Querkraftdorn – Trittschallminderung bis zu 32 dB (Foto: Max Frank GmbH & Co. KG)

peraturwechseln, aufgenommen werden. Die Widerstandsfähigkeit gegenüber Bewehrungskorrosion, ausgelöst durch Chloride aus dem Meerwasser, war eine Anforderung der Planer bei der Ausschreibung. Die hochwertigen Materialien des Egcotritt ermöglichen den Einsatz auch in der Expositionsklasse XS1 nach Eurocode 2 und sorgen für die Dauerhaftigkeit des Bauwerks.

Die Übertragung maximaler Beanspruchungen, auch bei größten Fugenbreiten, bietet die HL-Variante des trittschallgedämmten Querkraftdorns. Durch den vergrößerten Dorndurchmesser lassen sich auch bei 100 mm Fugenbreite hohe Lasten sicher und verformungsarm übertragen, hierdurch bietet sich die Anordnung des Egcotritts in der Dämmebene an.

Hervorragende Trittschallminderung, höchste Anforderungen an Tragsicherheit und Korrosionsbeständigkeit, unterschiedliche Varianten für die Ansprüche des Ortbeton- und des Fertigteilbaus, die Möglichkeit den Egcotritt in der Feuerwiderstandsklasse F120 auszuführen und die allgemeine bauaufsichtliche Zulassung des DIBt bieten ein zuverlässiges System und bestmögliche Planungssicherheit.

Weitere Informationen: Max Frank GmbH & Co. KG, Mitterweg 1, 94339 Leiblfing, Tel. +49 (0)94 27 – 18 90, Fax +49 (0)94 27 – 15 88, info@maxfrank.de, www.maxfrank.de

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Akustik und Schallschutz

Sie sind das neueste Produkt des Hauses Vogl Deckensysteme aus Emskirchen: Akustikdesignplatten mit Schafwolldämmung. Diese Kombination sorgt für ein angenehmes und gesundes Raumklima sowie eine ausgezeichnete Akustik in den Innenräumen. Ökologisch, nachhaltig und ressourcenschonend ist der Trend moderner Architektur. Das nachwachsende Naturprodukt ist ein erstklassiges Dämmmaterial.

Der natürliche Rohstoff nimmt aufgrund seiner Fähigkeit Schad- und Reizstoffe auf. Garantiert wird ein Luftreinigungseffekt mit Langzeitwirkung.

Gute Raumluft steigert Leistungsfähigkeit und Wohlbefinden Das Raumklima wird durch das Zusammenwirken von Temperatur, Luftfeuchtigkeit, Luftqualität und Luftbewegung beeinflusst und durch das Zusammenspiel von physikalischen, biologischen und chemischen Faktoren verändert. Belastet wird die Luftqualität durch Schadstoffe, die sich in Holz, Tapeten oder Farben befinden.

Aber auch Staub, Zigarettenrauch, Bakterien, Schimmel und Gerüche, sind Faktoren, die sich ungünstig auf den menschlichen Organismus auswirken können.

Das menschliche Wohlbefinden in Räumen ist wichtig und steigert die Leistungsfähigkeit, wenn wir uns beispielweise in einem Luftgemisch aus 78 % Stickstoff, 21 % Sauerstoff, 0,03 % Kohlenoxid und 0,93 % Edelgase sowie einer Raumtemperatur bei 21 bis 22 °C aufhalten. Obendrein verdampfen wir täglich knapp einen Liter Wasser bei sitzender Tätigkeit und bis zu 2,5 l in Aktivität.

Pudelwohl fühlen wir uns bei einer Luftfeuchte von 50 %. Meistens liegt diese jedoch zwischen 20 und 70 % in normalen Innenräumen. Übrigens: Unser Körper verfügt über kein Sensorium zur Bestimmung der Luftfeuchte.

Zweimal im Jahr wird geschoren Gewonnen wird die Isolena Schafwolle zweimal jährlich unter tierschutzrechtlichen Bestimmungen aus Betrieben in Deutschland, Österreich und der Schweiz.

Die aus dem Naturkreislauf entnommene Schafwolle ist ein zu 100 % schadstofffreier Naturstoff, der beste Dämmwerte bietet. Die ISOLENAWOLLE hat eine Wärmeleitfähigkeit von tr 0,035 – 0,042W/m²K, da Schafwolle nämlich bis zu 33 % ihres Eigengewichtes an Feuchtigkeit aufnimmt, ohne dass ihre Dämmwirkung nachlässt. Die Schaffwolldämmung kann nicht nur Gerüche, sondern auch Schadstoffe wie z. B. Formaldehyd, neutralisieren und ist mit dem natureplus Zeichen versehen.

Genau diese wärmedämmenden Eigenschaften waren es, die die innovativen Produzenten im mittelfränkischen Emskirchen aufhorchen ließen und auf die Idee brachten akustisch hochwirksame Akustikdesignplatten mit der Luftreinigungsfunktion der Isolena Schafwolldämmung kombinierten. Ergebnis ist eine Akustikdesignplatten mit Dämmauflage, die in Wohn- und Arbeitsräumen für ein angenehmes und gesundes Raumklima sorgt und dazu noch akustisch wirksam ist.

Fazit: Die Produkte aus dem Hause Vogl Deckensysteme machen Decken zum Blickfang und die Immobilie durch Form, Farbe und Funktion wertvoller sowie den Nutzwert dauerhafter.

Weitere Informationen: Vogl Deckensysteme GmbH, Industriestraße 10, 91448 Emskirchen, Tel. +49 (0)91 04 – 825-0, Fax +49 (0)91 04 – 825-250, info@vogl-deckensysteme.de, www.vogl-deckensysteme.de

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Akustikdesignplatten mit Schafwolldämmung

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Akustikdesignplatten mit Schafwolldämmung sorgen für Wohngesundheit (Foto: Vogl-Deckensysteme)

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Akustik und Schallschutz

Trittschalldämmung und Schwingungs­ isolierung im Musiktheater Linz In dem vom Londoner Architekten Terry Pawson geplanten Neubau des Musiktheaters an der Blumau setzt die Stadt Linz die Tradition fort, dem Publikum alle heute verfügbaren Werke des Opernrepertoires zeigen zu können. Aufgrund der Bühnengröße, der Platzkapazität und bester Akustik ist das Haus auch für internationale Stars und Gastproduktionen attraktiv.

Das Gebäude, direkt am Volksgarten gelegen, misst 162 m in der Länge und an der breitesten Stelle 82 m. Bis zu 1.200 Plätze stehen dem Publikum im Großen Saal zur Verfügung, eine kleinere Bühne für ca. 200 Besucher, Proberäume und Büroräume sind in dem 5 oberirdische und 2 unterirdische Stockwerke zählenden 26 m hohen Neubau untergebracht. 300 Stellplätze in den beiden unteren Etagen, die unmittelbare Nähe zum Hauptbahnhof und den Autobahnanschlüssen sowie die Mini-U-Bahn direkt vor der 60 m langen und 10 m hohen Glasfassade des ­Foyers sichern die komfortable An-und Abreise der Gäste.

Bei der Planung und Realisierung des Musiktheaters waren insbesondere die Gegebenheiten am Standort zu berücksichtigen.

Der Streckenverlauf der im Jahre 2005 gebauten Mini-U-Bahn­ linie führt unterirdisch direkt am Neubau entlang. Die durch den Tag-und Nachtbetrieb der bis zu 40 t schweren Schienenfahrzeuge auf das Gebäude einwirkenden Erschütterungen galt es durch geeignete Maßnahmen zu minimieren. In Zusammenarbeit mit dem Planungsbüro wurde vom Hersteller BSW ein entsprechendes Konzept entwickelt, das vorsah, die für den großzügig gestalteten Vorplatz des Musiktheaters erforderliche Übertunnelung der Bahnlinie und die Außenwände des Gebäudes mit einer Schwingungsisolierung zu versehen.

Vertikale Schwingungsisolierung mit Regupol Auf Grundlage der erarbeiteten technischen Lösung kam das bewährte Produkt Regupol PL zum Einsatz. Durch die vertikale Entkopplung mit Hilfe des plattenförmigen, weichen Elastomers wird sichergestellt, dass eine Beeinträchtigung des Konzertbetriebes durch Erschütterungen aus dem Fahrbetrieb der U-Bahnlinie ausgeschlossen ist. Die aus PU-gebundenen Gummifasern hergestellten, 50 mm dicken Dämmmatten wurden auf die zuvor vorbereiteten Betonflächen geklebt. Die anschließende Verlegung von Noppenbahnen auf die Regupol-Platten bzw. zusätzlichen Wärmedämmplatten an der Gebäudeaußenwand schützt die durch die Verfüllung der Baugrube erdberührten Bauteile vor Feuchtigkeit.

Bild 2. Regupol PL

(Fotos: BSW)

Trittschalldämmung unter dem Estrich des Werkstatt­ bereiches Doch nicht nur von außen einwirkende Schallquellen waren bei der Planung und Realisierung des Linzer Musiktheaters zu berücksichtigen. Wie in Opernhäusern dieser Kategorie üblich, verfügt auch der Neubau am Volksgarten über Werkstätten, die zum Teil sehr aufwendige Dekorationen und Kostüme anfertigen. Auf Basis der von den BSW-Beratern und ihrem österreichischen Handelspartner Franner erfassten schalltechnischen Anforderungen für den an den Konzertsaal angrenzenden Werkstattbereich, wurden die monolithisch hergestellten Estrichplatten der Tischlerei, Schlosserei, Tapezierwerkstatt, Requisite und des Malersaals zur Reduzierung der Trittschallübertragung auf Regupol BA Estrichdämmbahnen eingebracht. Für den Einsatz dieser Elastomerbahnen mit bauaufsichtlicher Zulassung sprechen ihre minimale Zusammendrückbarkeit, das hohe Rückstellvermögen, ihre hohe Tragfähigkeit und das hohe Trittschallverbesserungsmaß von 26 dB. Aufgrund der hohen statischen und dynamischen Lasten, die in Werkstattbereichen wie im Musiktheater auftreten, müssen unter Estrichflächen Trittschalldämmungen eingesetzt werden, die die erforderliche Stabilität und damit verbundenen Trittschalleigenschaften dauerhaft gewährleisten. Außerdem wurden die im Musiktheater vorhandenen Verkehrswege für Gabelstapler mit Regupol XHT schalltechnisch isoliert.

Bautafel: Musiktheater Linz Bauherr: Musiktheater Linz GmbH (M.T.G.) Architekten-Entwurf: Terry Pawson Architects, London Architekten-Ausführung: Architektur Consult, Graz Bauphysiker: Prof. Dipl.Ing. Dr. Techn. Karl-Bernd Quiring Projektsteuerung und örtl. Bauaufsicht: Dipl.Ing. Stefan Kubin, Spirk + Partner Ziviltechnikergesellschaft m.b.H., Salzburg Vertrieb Regupol Österreich: Franner Lärmschutz HandelsgesmbH, Wien BSW-Produkte: Estrichdämmbahn Regupol BA – PU-gebundene Gummifaser-Rollen – Schallminderungsmaß 26 dB – Zusammendrückbarkeit 2,0 mm – Max. Verkehrslast bis 5.000 kg/m² – Brandklasse B 2/Klasse E Dämmmatten Regupol PL und Regupol XHT – PU-gebundene Gummifaser-Matten – Brandklasse B 2/Klasse E

Bild 1. In Zusammenarbeit mit dem Planungsbüro wurde von BSW ein Konzept entwickelt, das vorsah, die für den großzügig gestalteten Vorplatz des Musiktheaters erforderliche Übertunnelung der darunter verlaufenden U-Bahnlinie und die Außenwände des Gebäudes mit einer Schwingungsisolierung zu versehen.

Weitere Informationen: BSW GmbH, Am Hilgenacker 24, 57319 Bad Berleburg, Tel. +49 (0)27 51 – 803 0, info@berleburger.de, www.berleburger.com

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Akustik und Schallschutz

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12 m breite Hubwand erweitert Räume oder bietet zeitgemäßen Schallschutz Nach Plänen und Vorgaben von Grossmann Architekten wurden für die Dr. Rainer Wild-Gruppe in Heidelberg die Erweiterung des Verwaltungsgebäudes sowie ein Neubau realisiert.

Das Unternehmen brauchte Platz für Büros und Repräsentationsräume sowie für ein Conference Center. Dabei war eine möglichst flexible Nutzung der Räumlichkeiten gefragt.

Zum einen soll das großzügige Foyer (250 m2) für Empfänge von Unternehmenspartnern zur Verfügung stehen, zum anderen muss der Konferenz­raum (190 m2) für Meetings eine gewisse Intimität und Schallschutz bieten. Für Ar­chitekten und Bauherren gleichermaßen wichtig waren die ästhetische Umsetzung der Raumplanung aus Metall und Glas und die Transparenz aller nutzbaren Bereiche im ar­chitektonischen Ensemble.

Und so kam das Konferenzzentrum zu einer mobilen Hubwand, die nach Bedarf Räume bildet – und Räume öffnet. Die schwarze Wandscheibe aus Sicherheitsglas misst 12 m in der Breite und ist 4 m hoch. Wenn sie sich leise geöffnet hat, bilden das repräsentative Foyer und der ansonsten schallgeschützte Tagungsraum eine großzügige Veranstaltungsfläche.

Die Technologie der Hubwand stammt von Losch Wandsysteme.

Es handelt sich um ein einziges Element – im konkreten Fall immerhin 48 m2 groß –, dessen Technik unsichtbar und dessen Flächen bündig an die angrenzenden Wandelemente anschließen.

Wenn die Hubwand betätigt wird, fährt sie als Wandscheibe zunächst schräg nach innen und dann erst vertikal nach oben. Die komplette Wand parkt dann hinter der Fassade und ist in geöffnetem Zustand vom Innenraum her nicht zu sehen. Die Öffnungsund Schließgeschwindigkeit ist mit zwei 2 m/min angegeben.

Die Technologie der Hubwand stammt von Losch Wandsysteme (Foto: Losch Wandsysteme)

Als komplett vorgesetzte Fassade ruht die Wandscheibe mit speziellen Halterungen in einem Stahlrahmen. 3 t Gegengewicht wurden hier unsichtbar verbaut. Die Gegengewichte parken rechts unsichtbar neben der Hub­Wand, in einer eigens dafür geschaffenen Parktasche.

Weitere Informationen: Losch Wandsysteme GmbH, Robert-Bosch-Str. 9/1, 72654 Neckartenzlingen, Tel. +49 (0)71 27 – 93 77-0, Fax +49 (0)71 27 – 93 77-28, kontakt@loschwand.de, www.loschwand.de

Sicherer Trittschallschutz ist blau.

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Ob Treppenlauf oder Podest: Die genau aufeinander abgestimmten Varianten der Schöck Tronsole® sorgen für einen exzellenten Trittschallschutz über alle Gewerke hinweg, sowohl bei geraden als auch bei gewendelten Treppen.

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Akustik und Schallschutz

Schallschutz und Sicherheit: Lichte Stahl-Glaskonstruktion bereichert Warschaus Stadtlandschaft Ein urbanes Highlight bereichert die Stadtlandschaft von Warschau: In ihrem verkehrsreichsten Abschnitt wurde die Schnellstraße S 8 mit einer an der breitesten Stelle alle 14 Spuren überspannenden Stahl-Glas-Konstruktion eingehaust. Das sogenannte „Lichtdach“ ist eine der wenigen Konstruktionen dieser Art in Europa und die einzige in Polen.

Dem Ausbau der Trasa Armii Krajowej in Warschau, der teilweise aus Mitteln der EU finanziert wird, war eine Befragung der betroffenen Anwohner vorausgegangen. Als deren größte Befürchtung hatte sich die durch das steigende Verkehrsauf­ kommen zu erwartende Lärmbelastung herausgestellt. Die Stadt Warschau begegnete dieser Befürchtung mit einem Beschluss, der verschiedene Schallschutzmaßnahmen und deren Ausführung definierte: Je nach Streckenabschnitt wurden vertikale bzw. gebogene Schallschutzwände oder aber – in ihrem verkehrsreichsten Abschnitt zwischen den Kreuzungen Marywilska und Łabiszyn´ska – eine komplette Einhausung beschlossen.

Die Vision der Architekten von Grotte Art und des mit der Planung der Schallschutzmassnahme beauftragten Büros Trans­ projekt-Warszawa Sp. z o.o, Warschau, war es, eine lichte und transparente Konstruktion zu schaffen, die den Eindruck von Schwere und Massivität vermeidet. Das unter dieser Prämisse entwickelte „Lichtdach“, eine optisch ansprechende, lichte Konstruktion aus dem Stahlprofilsystem Jansen VISS Basic und Pil-

Bild 1. Das „Lichtdach“, eine filigrane Konstruktion aus Jansen VISS Basic und Schallschutzglas, bereichert die Stadtlandschaft von Warschau um eine attraktive städtebauliche Komponente.

Bild 2. Nach oben ist das Lichtdach teilweise offen: Ca. 15 % der Fläche sind nicht verglast.

Bild 3. Die großflächige Vertikalfassade ist zulassungskonform und erfüllt die Lärmschutzanforderung Rw = 39 dB. (Fotos: Jansen)

kington-Spezialgläsern, ist 1.200 m lang; alle 200 m befindet sich ein Notausgang. Um auch ohne Lüftungsanlage eine Luftzirkulation zu gewährleisten, ist das Lichtdach nach oben teilweise offen: Ca. 15 % der Fläche sind nicht verglast. Die gläserne Einhausung ist zulassungskonform und erfüllt die Lärmschutzanforderung Rw = 39 dB. Die Unterkonstruktion, ein werkseitig vorgefertigter, halbrund gebogener Träger aus Stahl, ist im regelmäßigen Abstand von 6 m aufgebaut; der Kreisdurchmesser der Tragkonstruktion ­variiert von 32 m an der schmalsten bis 64 m an der breitesten Stelle. Auf diesen Rundbogen liegt die Stahl-/Glaskonstruktion auf. Ausgeführt wurde die großflächige Überkopfverglasung als eine objekt-spezifische Lösung aus Jansen VISS Basic. Mit dem trägerunabhängigen Stahlprofilsystem lassen sich die geprüften Eigenschaften des bewährten Fassadensystems auf beliebigen Unterkonstruktionen nutzen, denn Jansen VISS Basic kann auf frei wählbare Stahl-Unterkonstruktionen aufgebracht werden.

Das bedeutet mehr Freiheit in der planerischen Praxis bei gleichzeitiger Sicherung der Systemvorteile, insbesondere der anerkannt einfachen und wirksamen Glasfalz-Entwässerungs- und Belüftungslösung.

Jansen VISS Basic ist eine auf dem System der Trocken-/Druckverglasung beruhende Pfosten-Riegel-Konstruktion, die sich sowohl für großflächige Vertikalfassaden als auch für Schräg- und Dachverglasungen eignet. Unterschiedliche Längen der Bolzen ermöglichen den Einbau von Füllelementen von 6 bis 55 mm Dicke. Die in diesem Fall verwendeten Verbundglasscheiben kombinieren die Schallschutzanforderung mit einem Verbund­ sicherheitsglas: Die Innenscheibe aus laminiertem Glas, das wiederum aus zwei Glasschichten und flexibler PVB-Folie besteht, bietet Schallschutz und Sicherheit auf dem in der Klasse P2A vorgeschriebenen Niveau. Beim Bruch halten die Folienschichten die Glasstücke an ursprünglicher Stelle. Die Außenscheibe wurde aus Hartglas mit erhöhter Schlagfestigkeit ausgeführt, das alle Witterungsbelastungen tragen kann. Beim Härten konnte auch das geforderte Warnzeichen für Vögel per Siebdruck auf­ getragen werden. Im Riegelbereich der Überkopfverglasung ­wurden geklebte Deckprofile mit aus Sicherheitsgründen angeschraubten Edelstahlplättchen als objektspezifische Sonder­ anfertigung eingebaut.

Die lichte Stahlkonstruktion hält nicht nur Lärm und Emissionen der Fahrzeuge von den umliegenden Wohnungen fern, sondern erleichtert Autofahrern auch die Orientierung. Nicht zuletzt bereichert das „Lichtdach“ die Stadtlandschaft von Warschau um eine attraktive städtebauliche Komponente.

Weitere Informationen: Jansen AG, Industriestraße 34, 9463 Oberriet, Schweiz, Tel. +41 (0)71 – 763 91 11, Fax +41 (0)71 – 761 22 70, info@jansen.com, www.jansen.com

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Akustik und Schallschutz

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Elegante Decke im Max-Planck-Institut für Sonnensystemforschung Göttingen Die spektakulären Deckenellipsen im neu gebauten MaxPlanck-Institut für Sonnensystemforschung in Göttingen symbolisieren den Flug der Raumsonde Rosetta zum Kometen Churyumov-Gerasimenko. Das komplexe Deckendesign ließ sich nur Dank präzise vorgefertigter Trockenbautechnik realisieren und sorgt für einen Schallabsorptionsgrad von 80 %.

Gebannt schaute die Welt am 12. November zu, als die Raumsonde Rosetta die Landeeinheit Philae auf dem Kometen Churyumov-Gerasimenko – kurz „Chury“ absetzte. Besonders groß war die Spannung in Göttingen, schließlich war Philae am dor­ tigen Max-Planck-Institut für Sonnensystemforschung (MPS) mit entwickelt worden. Der im Frühjahr 2014 bezogene Institutsneubau gibt im zweigeschossigen Foyer die gestalterische Antwort der Architekten auf den Flug der Sonde. In der Decke sind drei große elliptische Felder mit unterschiedlichen Höhenniveaus eingeschnitten. Die Ellipsen erinnern an die Planetenbahnen des Sonnensystems. Oberlichter im Zentrum der Ellipsenkonstruktionen symbolisieren jeweils die Sonne.

Da sich kein Punkt der eleganten Krümmungen mit üblichen Messzeugen ermitteln ließ, war die komplexe Deckenkonstruktion mit üblichem Aufwand nicht realisierbar. Die Techniker von Knauf in Iphofen unterteilten die Ellipsen in einzelne Plattenabschnitte und frästen die feinen Krümmungen Dank CNCSteuerung auf den Millimeter genau heraus. Für die drei bis zu 8,70 m ausgedehnten Ellipsen wurden insgesamt 125 Gipsplattensegmente gefräst. Die meisten davon erhielten Verstärkungen aus ebenfalls elliptisch gefrästen GKB- und OSB-Streifen.

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Das komplexe Deckendesign mit den drei Ellipsen im neu gebauten Max-Planck-Institut für Sonnensystemforschung in Göttingen symbolisieren den Flug der Raumsonde Rosetta zum Kometen Churyumov-Gerasimenko (Foto: Knauf)

Abgesehen von der Aufsehen erregenden Optik trägt die Decke im Foyer entscheidend zur gelungenen Raumakustik bei. Basierend auf einem von den Architekten veranlassten akustischen Gutachten wurde der Schallabsorptionsgrad von 80 % vorgegeben – umgesetzt mit Knauf Cleaneo Akustik Linear-Lochplatten des Typs 12/25 in Quadratlochung.

Weitere Informationen: Knauf Gips KG, Am Bahnhof 7, 97346 Iphofen, Tel. +49 (0)93 23 – 31-0, Fax +49 (0)93 23 – 31-277, zentrale@knauf.de, www.knauf.de

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Schwingungen isolieren Projekt Musiktheater Linz, Österreich Die Fundamentmauern des Musiktheaters Linz stehen direkt neben einem U-Bahnschacht. Die von dort ausgehenden Erschütterungen durften die Akkustik der Konzertsäle und Proberäume nicht beeinträchtigen.

Deshalb wurde das Fundament mit Regupol® schwingungsisoliert. Schließlich dämmte man noch den Estrich der Theaterwerkstätten gegen Trittschall.

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Akustik und Schallschutz

Bild 1. Um den Rezeptionsmitarbeitern inmitten der Soundinstallation Ruhe zu schenken, entschied die Architektion sich für die Akustikplatten fine und superfine von Heradesign

Bild 2. Der gesamte Eingangsbereich, so die Mitarbeiter des Hamburger Bahnhofs, habe sich optisch zum Positiven verändert

Holzwolle-Akustikplatten inmitten einer ­gigantischen Soundinstallation

­ icke von 25 mm und einem hohen Schallabsorptionswert. Sie D schienen auch in den Augen des Akustikbüros Rahe Kraft die richtige Wahl zu sein.

Doch der Schallschutz war nicht das einzige ausschlaggebende Kriterium, sich für Heradesign zu entscheiden. Überzeugt hat die Architektin auch, dass man bei der Farbgestaltung der Platten vollkommen freie Wahl hat. So konnte man eine optische Verbindung zu den riesigen grauen Stahlträgern herstellen, die entlang der gesamten Halle Wände und Decke stützen. Und während der Schallschutzraum von außen dadurch eher unscheinbar wirkte, sollte die Farbe im Inneren ein wahrer Eyecatcher werden – ein grelles Melonengelb im Kontrast Bild 3. Ein artifizielles Material, das sich auf zum Grau, das auch den ersten Blick nur schwer einordnen lässt eine gewisse Gemütlich (Fotos: Heradesign) keit ausstrahlt.

Als der Hamburger Bahnhof – Museum für Gegenwart in Berlin für die riesige historische Halle eine Soundinstallation der schottischen Künstlerin Susan Philipsz plante, standen die Veranstalter vor einem lauten Problem: Im vorderen Bereich der Halle arbeiten zwei Mitarbeiter an einem Empfangs­tresen.

Sie würden durch die erwartete Geräuschkulisse unmöglich in angemessener Lautstärke mit den Besuchern sprechen können. Es galt also, eine geeignete Schallschutzmaßnahme zu finden.

Um den Rezeptionsmitarbeitern inmitten der Soundinstallation Ruhe zu schenken, beauftragte der Hamburger Bahnhof die Berliner Architektin Ute Schimmelpfennig. Sie sollte einen halboffenen Raum gestalten, der um den Empfangstresen herum gebaut werden sollte. Vorher arbeiteten die Mitarbeiter inmitten der riesigen Halle ganz ohne Schallschutz, was schon im normalen Alltag sehr nervenaufreibend war, da es dort starke akustische Effekte gibt.

Die richtige Wahl Schimmelpfennig entschied sich für die Akustikplatten fine und superfine von Heradesign. Bei diesen handelt es sich um einlagige, magnesitgebundene Holzwolle-Akustikplatten mit einer

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Einfach unvergleichbar Eindrucksvoll auch die charakteristische Oberflächenstruktur der Holzwolle-Akustikplatten. Es ist ein artifizielles Material, das sich auf den ersten Blick nur schwer einordnen lässt. Besonders die dunklen Löcher zwischen den Fasern wirken sehr plastisch und erzeugen eine geglückte Verbindung von Nah- und Fernwirkung. Das Material ist auf den ersten Blick fremd und einfach unvergleichbar. Wenn man ganz nah drangeht, gibt es interessante optische Effekte. Die Optik der Platten konnte auch den Bauherrn überzeugen.

Der Hamburger Bahnhof ist mit dem Ergebnis so zufrieden, dass er in Erwägung zieht, den Raum nach Ende der Soundinstallation stehen zu lassen. Der gesamte Eingangsbereich habe sich optisch zum Positiven verändert. Mitarbeiter seien zudem das lästige Problem der Zugluft los, das bislang immer wieder für steife Nacken sorgte.

Weitere Informationen: Heradesign – Knauf AMF Deckensysteme GmbH, Ferndorf 29, 9702 Ferndorf, Tel. +43 (0)42 45 – 20 01-30 03, Fax +43 (0)42 45 – 20 01-34 99, office@heradesign.com, www.heradesign.com

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Durchgehender Schallschutz für alle Verbindungen zwischen Treppe, Wand und Podest In den eigenen vier Wänden sucht man die Ruhe von dem täglichen Lärm. Gerade das Treppenhaus, häufig Lärmquelle Nr. 1, muss für die Ruhe in angrenzenden Räumen einen ausreichend guten Trittschallschutz haben. Das Trittschallschutzsystem „Tronsole“ von Schöck bietet mit seinen verschiedenen Komponenten eine sichere Lösung rund ums Treppenhaus.

Die bauaufsichtliche Anforderung an den Mindest-Trittschallschutz an Treppen nach DIN 4109 ist heute nicht mehr Regel der Technik. Die tatsächlichen Mindestanforderungen sind die „allgemein anerkannten Regeln der Technik“ („a. R. d. T“, die sogenannten privatrechtlichen Mindestanforderungen), und diese liegen für Treppen über den in der DIN 4109 angegebenen Werten. Im Normentwurf E DIN 4109 vom Juni 2013 wurden die bauaufsichtlichen Anforderungswerte bei Treppen an die privatrechtlichen Mindest-Anforderungen angepasst, so dass es zukünftig keine Unterschiede mehr in den Mindest-Anforderungen gibt. Gleichzeitig gelten die Mindest-Anforderungen des DINNormentwurfs auch für Mehrfamilienhäuser mit Aufzügen.

Die privatrechtlichen Mindest-Anforderungen nach den allgemein anerkannten Regeln der Technik sind für Massivtreppen in Mehrfamilienhäusern in einem DEGA-Memorandum formuliert (L’n,w ≤ 53 dB).

Die Mindest-Anforderungen sollen die Bewohner eines Gebäudes vor gesundheitlichen Auswirkungen schützen, d. h. diese Anforderungen stellen noch keinen Qualitätsschallschutz dar.

So ist im Allgemeinen davon auszugehen, dass bei Einhaltung

dieses Wertes der Trittschall aus dem Treppenhaus noch deutlich hörbar ist.

Erhöhter Trittschallschutz lohnt sich Empfehlungen zur Festlegung erhöhter Anforderungen bieten die DEGA-Empfehlung 103 („Schallschutzausweis“), das Beiblatt 2 zur DIN 4109 sowie die VDI Richtlinie 4100. In der folgenden Tabelle sind mögliche Anforderungswerte dargestellt.

Um einen Qualitätsschallschutz zu gewährleisten lohnt es sich also, über die Mindestanforderungen hinauszugehen.

Schallschutzanforderungen von Treppen in Mehrfamilienhäusern im Vergleich Qualitätsstufe sehr gut gut befriedigend

L’n,w

DEGA VDI 4100

DIN 4109

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Akustik und Schallschutz

Gehgeräusche sind

≤ 34 dB A

im Allgemeinen nicht hörbar noch hörbar hörbar

≤ 39 dB A ≤ 46 dB C

SSt III SSt II Erhöhte Anforderungen (Beiblatt 1) ausrei- ≤ 53 dB D SSt I Mindestanf. deutlich hörbar chend (E DIN 4109) Mindestanf. (bisher) ■■■ Mindestanforderung gemäß a. R. d. T.

Schöck bewährtes Tronsole-Programm zur schalltechnischen Entkopplung von Treppen wurde 2014 überarbeitet. Mit dem Komplettsystem für das ganze Treppenhaus wird die Schall-

Mit einer Idee anders ganz oben Deckensysteme in Form, Farbe und Funktion

Akustik

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Licht

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Ob fugenlose Akustikdesigndecken mit eingebautem Luftreinigungseffekt oder unser Akustikputzsystem Toptec – in stark frequentierten Zonen dienen unsere schadstoffgeprüften Deckensysteme als Schallschlucker und sorgen so für ein angenehmes Raumklima.

Moderne Deckengestaltung setzt auf das Spiel aus Form und Farbe. Egal ob Deckensegel, 3D - Element oder Sonderformteile – Vogl Deckensysteme kann auch Ihre Idee realisieren und das mit einem enorm hohen Grad der Vorfertigung. Die Bauteile werden baustellengerecht zerlegt, transportiert und vor Ort dann einfach wie ein großes Puzzle wieder zusammengesetzt.

Der Wunsch vieler Architekten und Planer geht in Erfüllung: Lichtquelle und Decke bilden eine optisch untrennbare Einheit. Vogl Deckensysteme bietet Ihnen neben Spanndecken auch individuell vorgefertigte Gipsformteile, Lichtvouten und Leuchtengräben und die perfekt darauf abgestimmten Lichtelemente.

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Bauphysik 37 (2015), Heft 1

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Akustik und Schallschutz

Bild 1. Mit sechs verschiedenen Typen wurde ein Produktprogramm erstellt, das ein Komplettsystem fürs ganze Treppenhaus bietet, sodass ein durchgehend exzellenter Schallschutz erreicht wird

schutzstufe III nach VDI 4100 und die DEGA Klasse B, teilweise sogar A erreicht. Damit lässt sich für Massivtreppen in Mehrfamilienhäusern ein hervorragender Qualitätsschallschutz erreichen.

Kern der Tronsole-Produktreihe ist das neu entwickelte Elastomerlager Elodur®. Durch die Weiterentwicklung der Rezeptur sowie durch eine neue Formgebung wird ein exzellenter Trittschallschutz über das ganze Produktprogramm hinweg gewährleistet.

Der Nachweis des Schallschutzes für die Tronsole erfolgte in einem Prüfstand für Massivtreppen und wurde nach dem neuen Verfahren gemäß Norm-Entwurf DIN 7396 „Bauakustische Prüfung – Prüfverfahren zur akustischen Kennzeichnung von Entkopplungselementen für Massivtreppen“, Ausgabe 01-2015, geprüft. Für alle Produkte wurde die Treppen-Trittschallminderung, auch unter Last, geprüft, damit der Planer sichere Eingangswerte für den Nachweis des Schallschutzes hat.

Die gesamtheitliche Lösung der Schöck Tronsole bietet die Möglichkeit, sowohl Fertigteil- als auch Ortbetontreppen, gerade oder gewendelte Treppenläufe sowie Treppenpodeste schalltechnisch in den Griff zu bekommen.

Bild 2. Bei der Entwicklung der Produktreihe wurde ganz besonderen Wert auf den einfachen und schallbrückenfreien Einbau gelegt (Abb./Foto: Schöck Bauteile GmbH)

Umfassendes geprüftes Komplettprogramm Mit sechs verschiedenen Typen wurde ein Produktprogramm erstellt, das ein Komplettsystem fürs ganze Treppenhaus bietet, sodass ein durchgehend exzellenter Schallschutz erreicht wird.

Bei der Entwicklung der Produktreihe wurde ganz besonderer Wert auf den einfachen und schallbrückenfreien Einbau gelegt.

Denn bereits eine Schallbrücke kann den ganzen Trittschallschutz ruinieren. Die einbaufertigen Tronsole-Typen können direkt an Fertigteil-Treppen angeklebt werden, was die Gefahr von Einbaufehlern und Schallbrücken minimiert. Für die Fugen zwischen Lauf bzw. Podest und Treppenhauswand bietet die Fugenplatte Tronsole Typ L – ebenfalls vollflächig aufklebbar – eine ­sichere Lösung zur schallbrückenfreien Ausführung. Ob Anschluss oder Fuge, eine blaue Linie zeigt den schallbrückenfreien Einbau und erleichtert die Prüfung der korrekten Ausführung für einen sicheren Trittschallschutz.

Für eine sichere Planung haben die Tronsole Typen T und Q eine bauaufsichtliche Zulassung. Die Schöck Tronsole Typ T ­eignet sich für den Anschluss des Treppenlaufs an ein Ortbetonoder Elementpodesten und die Tronsole Typ Q für den Anschluss von gewendelten Treppen an Treppenhauswände. Mit der Tronsole Typ Q sind Fugen bis zu einer Breite von 10 cm realisierbar.

Die Tronsole Typ Z eignet sich für den Anschluss des Treppenpodests an die Treppenhauswand. Das typengeprüfte Bewehrungselement Typ Z Part T bietet die Möglichkeit eines Anschlusses ohne weitere statischen Nachweise.

Alle Produkttypen sind blau und ergeben bei fachgerechter Montage eine durchgehende blaue Linie im Treppenhaus. Sie symbolisiert zugleich den Qualitätstrittschallschutz im Gebäude.

Weitere Informationen: Schöck Bauteile GmbH, Vimbucher Straße 2, 76534 Baden-Baden, Tel. +49 (0)72 23 – 967-0, Fax +49 (0)72 23 – 967-450, schoeck@schoeck.de, www.schoeck.de

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Schallschutz im Hochbau Der bauliche Schallschutz zählt mit dem baulichen Wärmeschutz und dem Brandschutz zu den drei wichtigsten Teilgebieten der Bauphysik. Dennoch ist die zur Verfügung stehende Literatur für den Schallschutz im Hochbau wesentlich weniger umfangreich, als dies z. B. für den Wärmeschutz gegeben ist. Das vorliegende Buch soll dem abhelfen.

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Schallschutz im Hochbau Grundbegriffe, Anforderungen, Konstruktionen, Nachweise 2014. 368 S. € 79,– ISBN: 978-3-433-03029-5

Neben der Erläuterung der Grundbegriffe werden die schalltechnischen Anforderungen aus bauaufsichtlicher und zivilrechtlicher Sicht dargestellt und verglichen. Die benötigten Konstruktionen sowohl für den Massivbau als auch aus dem Bereich der elementierten Bauteile werden mit ihren schalltechnischen Eigenschaften und Besonderheiten dargestellt. Hierbei konnten die Autoren auf die Messergebnisse von mehreren Tausend Messungen, und zwar sowohl im schalltechnischen Labor als auch von Güteprüfungen des Schallschutzes am Bau, zurückgreifen, wobei ein großer Teil dieser Ergebnisse bisher noch unveröffentlicht ist.

Dem Anwender ist es somit möglich, verschiedene Alternativen mit unterschiedlichen Standards unter Berücksichtigung der Wirtschaftlichkeit vergleichend gegenüber zu stellen. Die mit den ausgewählten Konstruktionen zu führenden Nachweise zur Erfüllung der bauaufsichtlichen Anforderungen und zum Nachweis zivilrechtlicher Anforderungen werden beschrieben.

Ein umfangreiches Literaturverzeichnis sowie ein Stichwortverzeichnis erleichtern die Arbeit mit diesem Buch und weiterführende Recherchen.

Das könnte Sie auch interessieren: Bauphysik Schallschutz im Wohnungsbau Bauphysik-Kalender 2014 Schwerpunkt: Raumakustik und Schallschutz

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Fachthemen Daniel Zirkelbach Beate Stöckl

DOI: 10.1002/bapi.201510001

Hygrothermische Bemessung von Gründächern – ­Modellentwicklung und praktische Anwendung Trotz schwieriger Feuchteschutzbemessung – Gründächer sind von der Bemessung mit Hilfe des Glaserverfahrens nach DIN 4108-3 ausgeschlossen – setzen sich Dachbegrünungen in der Praxis immer mehr durch. Häufige Argumente sind die ansprechende Optik und die Verbesserung des Arbeits- und Wohnumfeldes für die Nutzer, so dass die Nachfrage nach begrünten Flachdächern in den vergangenen Jahren stark gestiegen ist. Doch neben weiteren Vorteilen wie sommerlicher Wärmeschutz, Regenwasserrückhalt, Schutz der Dachabdichtung oder Lärm- bzw. Schallschutz, bergen vor allem Gründächer in Holzbauweise aufgrund des auch im Sommer geringen Trocknungspotentials ein gewisses Schadensrisiko. Im Rahmen eines Forschungsprojekts wurden die Grundlagen geschaffen, um Dachbegrünungen mit Hilfe hygrothermischer Simulationen zuverlässig berechnen und planen zu können.

Basierend auf Messungen in Holzkirchen, Leipzig, Wien, Kassel und Mailand wurden die spezifischen Oberflächenübergangs­ koeffizienten und die Materialeigenschaften verschiedener Sub­ strate ermittelt. Die auf diese Weise entwickelten Gründachmodelle bieten Planern und Bauproduktherstellern eine möglichst genaue und zuverlässige Grundlage für die Planung der Feuchtesicherheit von extensiv begrünten Dächern.

Auf Basis der neuen Untersuchungen können allgemeine Empfehlungen zur Ausführung von begrünten Leichtbaudächern für die Praxis erarbeitet werden. Für die Planung von Neubauten sollte demnach der Grenzwert von 18 M.-% nach DIN 68800 nicht überschritten werden, so dass bei fast allen Konstruktionen eine zusätzliche Überdämmung der äußeren Schalung notwendig ist.

Ohne Überdämmung erreicht das Feuchteniveau meist höhere Werte. Bei Bestandskonstruktionen ohne Überdämmung, die bisher schadensfrei sind, muss im Einzelfall ein eventueller Handlungsbedarf überprüft werden.

Hygrothermal design of green roofs – new models and practical application. Despite challenging moisture control design issues – the German standard for moisture control excludes steady state diffusion methods from being used for vegetated roofs – green roofs have become very popular. Most frequently mentioned reasons are the attractive appearance and the improvement of the working – and living environment for the people. Therefore the percentage of green roofs among flat roofs shows a strong increase in the past years. But beside their advantages like cooling effect in the summer months, storage of rain water, protection of the roofing membrane or noise control, the application of green roofs – especially on wooden constructions – involves a certain risk of damage because of the low drying potential in the summer months. Within a research project a new model to calculate green roofs reliably by the help of hygrothermal simulations was established.

On the basis of existing and new measurements in Holzkirchen, Leipzig, Vienna, Kassel and Milan the specific surface transfer coefficients and the material properties of different substrates were determined. The models developed in this way provide to planners and manufacturers of building materials and constructions a reliable basis for the design of the moisture safety of extensive green roofs.

Based on these results general practice recommendations for wooden light-weight green roofs were worked out. For design purposes the limit value of 18 M.-% (e. g. according to the German DIN 68800) shouldn’t be exceeded. Therefore an additional insulation above the exterior sheathing is often necessary. Without such an additional insulation layer moisture levels in the wooden structure may exceed safety limits within a couple of years. For existing, damage free buildings the need for action has to be determined individually.

1 Vorteile und Risiken von Dachbegrünungen Da ein großer Teil innerstädtischer Flächen durch Gebäude und Straßen versiegelt ist, werden als klimatische Ausgleichsflächen zunehmend Dachbegrünungen ausgeführt. Diese übernehmen teilweise die Funktion des unversiegelten Bodens, da sie bei Niederschlägen das Regenwasser aufnehmen, speichern und später durch Verdunstung über Substrat und Bepflanzung wieder an die Atmosphäre abgeben. Die Latentwärmespeicherung sowie die Masse der Begrünung führen zu geringeren Temperaturschwankungen auf der Dachoberfläche vor allem im Tages-, aber auch im Jahresverlauf. Dadurch erhöht sich nicht nur die Lebensdauer der Dachabdichtung, sondern es werden auch die unerwünschten Wärmegewinne im Sommer und ‑verluste im Winter gegenüber einer einfachen Abdichtung reduziert.

Die Vorteile eines Gründachs dürfen im Gegenzug nicht zu Feuchteproblemen oder Bauschäden führen. Gerade an unbelüfteten Gründächern auf Holzkonstruktionen treten aber immer wieder Feuchteschäden auf. Eine der möglichen Ursachen ist, dass diese Dächer wie alle Flachdächer auf der bauphysikalisch „falschen“ Seite, der Außenseite, dicht sind – eine Trocknung also nur nach innen möglich ist. Im Unterschied zu Flachdächern ohne Deckschicht erwärmen sich Gründächer jedoch deutlich weniger, so dass das Trocknungspotential auch im Sommer gering bleibt. Die Kombination aus Begrünung und feuchte­ empfindlicher Holzkonstruktion führt somit u. U. zu wenig

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fehlertoleranten Dachaufbauten, deren Planung und Ausführung besondere Sorgfalt erfordert.

Für eine Bemessung standen bisher nur weniger genaue Ansätze zur Verfügung, so dass auch bei erfahrenen Fachplanern viel Unsicherheit darüber bestand, wie ein günstiger Aufbau zu gestalten ist und welche Konstruktionen langfristig sicher und empfehlenswert sind. Sichere Verhältnisse konnten nur bei einer ausschließlichen Aufdachdämmung oder einer energetisch weniger günstigen Belüftung gewährleistet werden. Die unzureichenden Planungsgrundlagen stehen also derzeit einem vermehrten Einsatz der ökologisch sinnvollen sowie raumklimatisch und energetisch vorteilhaften Begrünungen entgegen (s. auch [5]).

Im Rahmen des in [1] beschriebenen Forschungsprojektes wurden die Grundlagen geschaffen, um Dachbegrünungen – insbesondere auch auf Holzkonstruktionen – mit Hilfe hygrothermischer Simulationen zuverlässig berechnen und planen zu können. Ziel war es, dem Planer und Bauprodukthersteller eine möglichst genaue und zuverlässige Grundlage für die Planung der Feuchtesicherheit der kritischen Dachbegrünungen zur Verfügung zu stellen.

2 Freilandversuche an vier Standorten als Basis für die neuen Berechnungsmodelle 2.1 Allgemeines Berechnungsmodell Das allgemeine Gründachmodell wurde auf Basis von Freilandversuchen an unterschiedlichen Dach- und Begrü-

nungstypen in Holzkirchen, Leipzig [2], Wien [3], [4] und Kassel [5] entwickelt, um eine allgemeine und produktunabhängige Bewertung zu ermöglichen. Auf Grundlage der in Holzkirchen im Zeitraum von 1985 bis 2004 erlangten Messdaten an begrünten Umkehrdächern wurden mit Hilfe hygrothermischer Simulationen die Materialkennwerte der Substratschicht iterativ so angepasst, dass die Messwerte rechnerisch gut nachvollzogen werden können.

Die rechnerischen Untersuchungen erfolgten mit Hilfe des am Fraunhofer-Institut für Bauphysik (IBP) entwickelten und vielfach experimentell validierten Verfahrens zur Berechnung des gekoppelten Wärme- und Feuchtetransports in Bauteilen WUFI® [6].

Der vereinfachte Ansatz zur Berechnung von Dachbegrünungen zeigt allgemein eine gute Übereinstimmung mit den an verschiedenen Standorten und unter verschiedenen Begrünungstypen gemessenen Daten. Bild 1 zeigt für die untersuchten Standorte den Vergleich zwischen Messung und Berechnung der Temperaturen unter den Gründachschichten als gleitendes Monatsmittel. Die stündlichen Werte sind hier nicht dargestellt, da die kurzfristigen Schwankungen bei Dachbegrünungen einen nur geringen Einfluss auf die feuchtetechnische Bewertung der Kon­ struktion haben. Am Standort Leipzig wurde neben den Temperaturverläufen auch der Wassergehalt in der OSBSchalung gemessen. Ein Vergleich mit den berechneten Wassergehalten (Bild 2) zeigt auch hier eine gute Übereinstimmung.

Bild 1. Berechnete Temperaturverläufe unter den Gründachschichten an den Standorten Holzkirchen, Leipzig, Wien und Kassel im Vergleich zu den jeweils gemessenen Werten, dargestellt ist jeweils das gleitende Monatsmittel Fig. 1. Running monthly average of simulated temperature conditions (red curve) beneath the greenery at the locations Holz‑ kirchen, Leipzig, Vienna and Kassel in comparison to measured values (black curve)

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Bild 2. Berechneter Verlauf des Wassergehalts in der Scha‑ lung eines Gründaches am Standort Leipzig im Vergleich zu den gemessenen Werten für den Zeitraum Januar 2008 bis April 2010 Fig. 2. Simulated wood moisture content (red curve) in the exterior OSB beneath a green roof in Leipzig compared to measured values (black curve) during the test period from January 2008 to April 2010

Bei verbleibenden Abweichungen zu den Messergebnissen der verschiedenen Standorte wurde das Berechnungsmodell jeweils so angepasst, dass im Zweifel ungünstigere Ergebnisse erzielt werden als bei der Messung. Dies

ist erforderlich, um bei der Bemessung eines Bauteils auf der sicheren Seite zu bleiben.

Da für die Messungen, die dem allgemeinen Berechnungsmodell zugrunde liegen, jeweils keine Gegenstrahlungsdaten zur Verfügung standen, wurde der Einfluss der atmosphärischen Gegenstrahlung vereinfacht indirekt über entsprechend angepasste Oberflächenübergangskoeffizienten berücksichtigt. Aufgrund der thermischen Trägheit der Begrünung lässt sich dabei bei immer noch guter Genauigkeit die fehlende nächtliche Unterkühlung durch eine geringere Aufheizung während des Tages kompensieren. Dieses Gründachmodell sollte infolgedessen vor allem dann Anwendung finden, wenn vergleichbare Strahlungsverhältnisse wie an den untersuchten mitteleuropäischen Standorten auftreten und keine genauen Kenntnisse zur atmosphärischen Gegenstrahlung vorliegen. Andere Strahlungsverhältnisse, vor allem infolge anderer Bewölkungsgrade, können nur durch eine explizite Berechnung der langwelligen Strahlungsbilanz erfasst werden.

2.2 Produktspezifische Berechnungsmodelle Zur Bemessung von produktspezifischen Begrünungen, bei denen jetzt auch die langwellige Abstrahlung explizit berücksichtigt wird, wurden am Standort Holzkirchen im Rahmen des Forschungsprojektes vier neue Versuchsfelder mit unterschiedlichen Substrattypen und ‑dicken errichtet (Bild 3):

Bild 3. Neu errichtete Versuchsfelder am Standort Holzkirchen mit unterschiedlichen Substrattypen und ‑dicken. Die System­ skizzen zeigen zudem die Lage der Temperatur- und Feuchtefühler.

Fig. 3. New test fields with different green roof types and thicknesses in Holzkirchen. The red points indicate the positions of temperature and humidity sensors.

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Einschichtaufbau mit 8 cm Substrat, Zweischichtaufbau mit 3 cm Substrat, Dreischichtaufbau mit 10 cm neuem Substrat, Dreischichtaufbau mit 10 cm eingewachsenem Substrat.

Es wurden pro Aufbau die Temperaturen im Substrat an zwei Positionen sowie je nach Dicke in zwei bzw. drei Höhen gemessen. Zusätzlich wird bei allen Aufbauten die Feuchte auf der Dachbahn indirekt über Widerstandsmessungen an dünnen Holzplättchen erfasst, da eine Messung der relativen Feuchte im meist feuchtegesättigten Substrat ungenau und technisch nicht zuverlässig möglich ist. Bei der Widerstandsmessung handelt es sich allerdings nur um eine qualitative Information, die dazu dienen soll, ein eventuelles Austrocknen des Substrats im Sommer anzuzeigen. Über einen Großteil des Jahres dürfte die Begrünungsschicht in einem Feuchtebereich oberhalb von 99 % relativer Feuchte liegen, da dies die Voraussetzung für Pflanzenwachstum darstellt. Eine genauere Erfassung der Feuchte in der Substratschicht ist nur durch Wägung des Substrats möglich. Hierzu wurde ein Bereich in jedem Versuchsfeld in Form eines herausnehmbaren Drahtkorbes zur manuellen Wägung hergestellt.

Die Wetterstation auf dem Freilandversuchsgelände des IBP in Holzkirchen erfasst alle für eine Simulation notwendigen Klimaelemente. Zusätzlich wird an der Innenoberfläche des Versuchsdaches die Oberflächentemperatur gemessen.

Für die Nachberechnung der Verhältnisse in den verschiedenen Versuchsfeldern sind auch die genauen Materialkennwerte der Substratschichten erforderlich. Deshalb wurden zusätzlich zu den Herstellerangaben die Rohdichte, der Diffusionswiderstand, der Wasseraufnahmekoeffizient, die Sorptionsfeuchte bei verschiedenen relativen Luftfeuchten sowie die freie Wassersättigung im Labor bestimmt.

Auf Basis der neuen Freiland- und Laborversuche konnte so das zuvor beschriebene, allgemeine Modell zu einem produktspezifischen Modell erweitert werden, wobei sowohl die genauen Materialeigenschaften als auch die genauen langwelligen Strahlungsverhältnisse berücksichtigt wurden.

Bei der Nachrechnung der vier verschiedenen Aufbauten werden die unbekannten, aufgrund ihrer Komplexität nicht durch einfache Laborversuche erfassbaren Para­ meter so lange variiert, bis eine möglichst gute Übereinstimmung zwischen den berechneten und den gemessenen Bedingungen erreicht wird. Die Anpassung erfolgt dabei iterativ, sowohl was die zu adaptierenden Parameter als auch die einzelnen Messfelder betrifft, um einen möglichst eindeutigen Zusammenhang zwischen der Variation der Eingabe und deren Einfluss auf das Ergebnis zu erhalten.

Zu den noch unsicheren Parametern zählen vor allem der Strahlungsaustausch an der Oberfläche, der u. a. durch Selbstverschattung, wechselnde Farbgebung und Variabilität der Bepflanzung beeinflusst wird, aber auch die wassergehaltsabhängige Wärmeleitfähigkeit des bepflanzten meist gesättigten Substrats, der Einfluss der unterschiedlich gefüllten und wasserspeichernden Dränschichten und die Pflanzdeckschicht selbst, die den Wärmeübergang behindert und wie eine zusätzliche Dämmung wirkt.

Die Iterationsschritte und Ergebnisse der Nachrechnung der Versuchsfelder sind im Forschungsbericht [1] aus-

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führlich beschrieben. Im Rahmen dieses Beitrags sind nur die wesentlichen Punkte aufgeführt, um die das allgemeine Berechnungsmodell erweitert wurde.

An der Oberfläche wird der detaillierte Strahlungsaustausch sowohl über die kurzwellige Strahlungsabsorption als auch über die langwellige Strahlungsemission berücksichtigt. Die Bepflanzung wird durch eine zusätzliche Pflanzdeckschicht an der Oberfläche des Substrats mitberechnet. Zudem wurde versucht, die zweidimensionalen und zeitlich veränderlichen Eigenschaften der Dränelemente in der eindimensionalen Berechnung vereinfachend mit mittleren Kennwerten abzubilden. Die Nachberechnungen haben gezeigt, dass hier zwischen einem mit Substrat verfüllten und einem unverfüllten Dränelement unterschieden werden muss.

Bei der Anpassung wurde jeweils eine möglichst gute Übereinstimmung der Berechnung mit den Messwerten angestrebt. Bei den verbleibenden Differenzen wurden in der Berechnung tendenziell eher niedrigere Temperaturen akzeptiert, um im Sinne der Bemessung, wie bereits zuvor erläutert, ein Ergebnis auf der sicheren Seite zu gewährleisten.

In Bild 4 ist exemplarisch für den Einschichtaufbau mit 8 cm Substrat der Vergleich zwischen der berechneten (rot) und den gemessenen (grau/schwarz) Temperaturen auf der Dachbahn dargestellt. Im Mittel kann eine insgesamt gute Übereinstimmung mit den Messwerten erzielt werden – bei den stündlichen Werten verbleiben allerdings noch Differenzen mit Peaks von teilweise bis zu 8 K. Dies zeigt die Differenzkurve zwischen den berechneten Werten und den gemittelten Messwerten (grün). Die ebenfalls aufgetragene Differenzkurve zwischen den beiden Messkurven (blau) zeigt allerdings, dass sich die am selben Dach

Bild 4. Berechneter Verlauf der Temperaturen auf der Dach‑ bahn des Einschichtaufbaus (rot) im Vergleich zu den bei‑ den Messkurven (grau/schwarz). Die hellen Kurven stellen die stündlichen Werte dar, die dunklen Kurven das gleitende Monatsmittel. Im unteren Diagramm sind die Differenzkur‑ ven dargestellt.

Fig. 4. Simulated temperature beneath the greenery of the single layer green roof (red curve) in comparison to meas‑ ured values at the two sensor positions (grey and black curves). The light curves represent hourly, the dark curves running monthly average values. The bottom diagram shows the difference between recorded values at the two positions (blue curve) as well as the difference between the average of both sensor recordings and the simulation (green curve).

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und in derselben Tiefe erfassten Messwerte ebenfalls um bis zu 6 K unterscheiden, was auf die Inhomogenität der Substrat- und Pflanzendeckschicht sowie auf gegebenenfalls lokal unterschiedliche Feuchtegehalte und Unterströmungsverhältnisse zurückzuführen ist. Diese Differenzen relativieren die zuvor beschriebenen Abweichungen zwischen Berechnung und Messung und zeigen, dass es hier keine „korrekte“ Lösung, sondern nur eine möglichst gute Annäherung an den Messbereich geben kann.

Da beim spezifischen Modell die langwellige Gegenstrahlung explizit bei der Berechnung berücksichtigt wird, besteht nun die Möglichkeit, Dachbegrünungen auch in Klimaregionen mit anderen Strahlungsverhältnissen zu beurteilen. Zur Validierung standen dem IBP vorläufige Messdaten von derzeit ebenfalls im Rahmen eines Forschungsprojekts untersuchten Gründächern in Mailand [7] zur Verfügung. Bei den ersten Nachrechnungen über die verfügbaren Zeiträume konnten mit dem spezifischen Gründachmodell die Verhältnisse unter der Dachbegrünung gut abgebildet werden. Hier sind allerdings noch weitere Validierungen vorgesehen.

2.3 Validierung der Modellansätze anhand der Feuchte­ verhältnisse in Leichtbaukonstruktionen Da das Augenmerk des Forschungsprojektes auf der sicheren Planung und Beurteilung von Leichtbaukonstruktionen liegt, müssen vor allem die unter dem Gründach auf der Dachbahn herrschenden Temperaturen gut abgebildet werden. Bei der Nachrechnung ergaben sich bei den Maxi­ malwerten allerdings in der Spitze noch Differenzen von bis zu 8 K zwischen Messung und Berechnung. Es gilt nun

zu überprüfen, ob diese kurzfristigen Temperaturunterschiede maßgebliche Auswirkungen auf die feuchtetechnische Beurteilung haben.

Untersucht wird eine Leichtbaukonstruktion mit besonders sensitivem Verhalten bezüglich des Außenklimas.

Um die verbleibenden Unterschiede zwischen Messung und Berechnung bewerten zu können, werden einmal die gemessenen und einmal die modellierten Bedingungen als Randbedingung herangezogen. Die Bedingungen unter der Begrünung werden dabei folgendermaßen abgebildet: –– durch die auf der Dachbahn gemessenen Temperaturen in Kombination mit einer relativen Feuchte von konstant 100 %, –– durch Mitberechnung der Begrünung mit dem jeweils spezifischen Gründachmodell und den gemessenen Außenklimadaten von Holzkirchen Der Vergleich zwischen den beiden Varianten erfolgt durch die Auswertung des Wassergehaltsverlaufs in der OSBPlatte des Dachaufbaus, da hier infolge des mittleren Dampfdruckgefälles von innen nach außen sowie der äußeren Abdichtung die höchsten Feuchten im Dachaufbau auftreten.

Bild 5 stellt den Verlauf des Wassergehalts in der OSBPlatte bei Ansetzen des Gründachmodells bzw. der gemessenen Temperaturen unter den vier Gründachaufbauten dar. Es zeigt sich, dass die beiden Kurven weitgehend parallel verlaufen, wobei der Wassergehalt bei Ansetzen des Gründachmodells lediglich bis zu 1 M.-% höher liegt als bei Ansetzen der Messwerte.

Mit den neuen Gründachmodellen lassen sich also die Verhältnisse unter einer Dachbegrünung gut abbilden. Da-

Bild 5. Berechneter Verlauf des Wassergehalts in der OSB-Platte einer Leichtbaukonstruktion für die vier Dachaufbauten in Abhängigkeit vom verwendeten Berechnungsansatz Fig. 5. Simulated wood moisture content in the exterior OSB of a lightweight roof using both, the new green roof model (red curve) and the measured surface temperature (blue curve)

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bei ergeben sich in der Simulation leicht niedrigere Temperaturen unter dem Gründachaufbau und somit für die Bemessung etwas auf der sicheren Seite liegende Feuchteverhältnisse in der Unterkonstruktion.

3 Anwendung Bei begrünten Holzkonstruktionen mit Dampfbremse treten im Jahresverlauf nur geringe Feuchteströme auf, wodurch sich der Feuchtegehalt nur langsam und über viele Jahre einschwingt. Infolgedessen sind Ergebnisse aus Freilandversuchen über kürzere Zeiträume für die Beurteilung solcher Konstruktionen nur bedingt aussagekräftig. Mit den neu entwickelten Gründachmodellen können nun die Feuchteverhältnisse in Leichtbaukonstruktionen rechnerisch abgebildet und das Langzeitverhalten bewertet werden.

Im Rahmen des Forschungsprojekts [1] wurden exemplarisch am Beispiel eines üblichen Leichtbaudachs die sich einstellenden hygrothermischen Verhältnisse in Abhängigkeit vom Gründachaufbau, Dämmmaterial, Dämmschichtdicke und raumseitigem Diffusionswiderstand ermittelt.

In Bild 6 ist beispielhaft der berechnete Wassergehalt in der OSB-Platte eines Leichtbaudachs mit 20 cm Dämmung dargestellt – oben mit einem raumseitig konstanten sd-Wert von 2 m und unten mit einer feuchtevariablen Dampfbremse. Im Rahmen des Projekts wurden Dampfbremsen mit sd-Werten von kleiner 0,5 m im Feuchtbereich

über 95 % und größer 10 m bei trockenen Bedingungen unter 20 % relativer Feuchte verwendet. Bei einem sd-Wert von 2 m steigt der Wassergehalt in der OSB-Platte bei bisheriger Bauweise sowohl mit Leichtsubstrat (dunkelgrün) als auch mit normaler Substratdicke (dunkelblau) stark an und liegt nach 15 Jahren über 25 M.-%. Auch mit einer zusätzlichen 5 cm dicken Überdämmung der äußeren Schalung überschreiten beide Varianten (hellblau und hellgrün) den nach DIN 68800 [8] geforderten Grenzwert von 18 M.%. Im Vergleich dazu ergeben sich mit einer feuchtevariablen Dampfbremse deutlich günstigere Verhältnisse in der Konstruktion. Mit dem Leichtsubstrat bleibt der Wasser­ gehalt auch ohne Überdämmung im sicheren Bereich. Mit einer normalen Substratdicke und bisheriger Bauweise wird der zuvor genannte Grenzwert allerdings überschritten und erst mit einer zusätzlichen Überdämmung der äußeren Schalung wieder eingehalten.

Da sich die Dachoberfläche unter der Begrünung nur selten und wenig über die Außenlufttemperatur erwärmt, ist eine Trocknung zum Innenraum nur in geringem Umfang über wenige Wochen im Sommer möglich. Ein durchlässiger Dämmstoff und ein niedriger sd-Wert der Dampfbremse begünstigen die Trocknung.

Mit Leichtsubstrat begrünte Konstruktionen weisen geringere Feuchtegehalte in der äußeren Schalung auf als alle anderen untersuchten Gründachaufbauten. Durch die geringe Aufbaudicke von nur 3 cm ist die Erwärmung unter der Begrünung und damit das Trocknungspotential nach innen etwas größer.

Einen deutlichen Einfluss auf den Wassergehalt in der OSB-Schalung hat der raumseitige Diffusionswiderstand.

Im Vergleich zu feuchtevariablen Dampfbremsen ergeben sich mit konstanten sd-Werten deutlich ungünstigere Verhältnisse.

4 Empfehlungen für die Praxis

Bild 6. Berechneter Verlauf des Wassergehalts in der OSBPlatte eines Leichtbaudachs mit 20 cm Dämmung in Ab‑ hängigkeit von Substratdicke und Überdämmung der äuße‑ ren Schalung; oben: raumseitig konstanter sd-Wert von 2 m, unten: feuchtevariable Dampfbremse Fig. 6. Simulated wood moisture content in the exterior OSB of a lightweight roof with 20 cm of insulation in‑between the rafters for a variable thickness of the green roof and the presence of an additional insulation layer on the top of the sheathing; top: vapor retarder with a constant sd value of 2 m, bottom: variable vapor retarder

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Auf Basis dieser Untersuchungsergebnisse konnten allgemeine Empfehlungen zur Ausführung von begrünten Leichtbaudächern für die Praxis erarbeitet werden. Demnach ist bei fast allen Konstruktionen eine zusätzliche Überdämmung der äußeren Schalung notwendig, um den in [8] angegebenen Grenzwert von 18 M.-% nicht zu überschreiten.

Allerdings werden ohne Überdämmung in den meisten Fällen noch keine Verhältnisse erreicht, bei denen eine Schädigung der Beplankung durch Holzfäule zu erwarten ist.

Daher erscheint es sinnvoll, bei den Empfehlungen für die Praxis zwischen der Planung von Neubauten und der Bewertung von Bestandskonstruktionen zu unterscheiden.

Bei der Neuplanung von begrünten Dächern sollte der Grenzwert von 18 M.-% in der äußeren Schalung nicht überschritten werden, so dass hier in der Regel eine zusätzliche Überdämmung der äußeren Schalung vorgesehen werden sollte.

Da die Grenzwerte aus der DIN 68800 [8] gewisse Sicherheiten enthalten, ist es für Konstruktionen im Bestand nicht in allen Fällen erforderlich, diese in der Berechnung einzuhalten. Weist eine Konstruktion bislang keine Schäden auf, können temporäre und leichte Überschreitungen der Grenzwerte bei einer Nachberechnung durchaus akzeptiert werden, wenn z. B. durch Prüfung eine besonders gute Luftdichtheit des Gebäudes nachgewiesen wurde. Das

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neue WTA-Merkblatt 6–8 zur hygrothermischen Bemessung von Holzbauteilen beschreibt u. a. das temperaturund feuchteabhängige Holzfäulerisiko detaillierter als die Norm und ermöglicht in solchen Fällen eine genauere Bewertung. Im Zweifel sollten vor dem Ergreifen weiterer Maßnahmen die real auftretenden Holzfeuchten im Winter messtechnisch erfasst werden, um einen eventuellen Handlungsbedarf abzusichern. Die bei der Berechnung berücksichtigten Sicherheiten bei Einbaufeuchte oder Klimaund Nutzungsbedingungen können im Einzelfall natürlich auch günstiger liegen.

5 Zusammenfassung Die neuen Gründachmodelle ermöglichen eine zuverlässige quantitative Beurteilung der Wärme- und Feuchteverhältnisse in begrünten Dachkonstruktionen. Das allgemeine Modell kann dabei für beliebige extensive Begrünungen in Mitteleuropa herangezogen werden, auch ohne genaue Kenntnis der Materialdaten und ohne gemessene Gegenstrahlung. Die produktspezifischen Modelle erlauben die Berücksichtigung der Vorteile bestimmter Produkte, wie beispielsweise der dünnen Leichtsubstrate, und sind nicht auf die klimatischen Verhältnisse in Europa beschränkt.

Die Simulationen von begrünten Holzkonstruktionen zeigen, dass gegenüber der bisher meist üblichen Bauweise eine Überdämmung der äußern Schalung, vor allem bei Dämmschichtdicken über etwa 20 cm zwischen den Sparren, mehr Sicherheit bringt und die Bauteile fehlertoleranter macht. Ebenso sollte das zunächst geringe Trocknungspotential durch geeignete variable Dampfbremsen erhöht und Verschattungen der begrünten Dachfläche vermieden werden. Aus dem gleichen Grund sollten die Materialien trocken eingebaut und der Feuchteeintrag über Infiltration durch eine sorgfältig luftdichte Ausführung minimiert werden. Während die ausreichende Trocknung nach innen also eine entscheidende Rolle spielt, ist die Trocknung nach außen in das durchfeuchtete Substrat ausgeschlossen.

Da die Deckschichten immer einen höheren Feuchtegehalt aufweisen als die darunter liegende Schalung, sollte die Dachabdichtung einen eher hohen Sperrwert aufweisen.

Wird hier eine Dachbahn mit nur 20 m sd-Wert verwendet, summieren sich die berechneten Feuchteeinträge über Diffusion von oben durch die Dachbahn pro Jahr auf etwa 100 g/m2.

Der vollständige Forschungsbericht sowie ein Leitfaden zur Berechnung von extensiv begrünten Dächern mit den dazu notwendigen Materialdatensätzen können auf

der Homepage des IBP bzw. unter www.wufi.‌de heruntergeladen werden.

Die Forschungsarbeiten wurden mit Mitteln der „Forschungsinitiative Zukunft Bau“ des Bundesinstituts für Bau-, Stadt- und Raumforschung (BBSR) sowie mit Mitteln aus der Industrie gefördert. Die Verantwortung für den Inhalt dieses Berichtes liegt bei den Autoren.

Literatur [1] Zirkelbach, D., Schafaczek, B.: Ermittlung von Materialeigenschaften und effektiven Übergangsparametern von Dachbegrünungen zur zuverlässigen Simulation der hygrothermischen Verhältnisse in und unter Gründächern bei beliebigen Nutzungen und unterschiedlichen Standorten. Forschungsinitiative Zukunft Bau, Band F 2863, Holzkirchen 2013 (http://www. irbnet.de/daten/rswb/13059014823.‌pdf).

[2] Winter, S., Fülle, C., Werther, N.: Flachdächer in Holzbauweise. Forschungsprojekt MFPA Leipzig und TU München (Z 6–10.08.18.7–07.18). 2007–2010.

[3] Teibinger, M., Nusser, B.: Ergebnisse experimenteller Untersuchungen an flach geneigten hölzernen Dachkonstruktionen.

Herausgegeben von Holzforschung Austria, Wien (Forschungsbericht, HFA‑Nr.: P412), 2010.

[4] Nusser, B., Teibinger, M., Bednar, T.: Messtechnische Analyse flachgeneigter hölzerner Dachkonstruktionen mit Sparrenvolldämmung – Teil 2: Nicht belüftete, extensiv begrünte Dächer mit Zellulose- und Mineralwolledämmung. Bauphysik 32 (2010), H. 4, S. 219–225.

[5] Minke, G., Otto, F., Gross, R.: Ermittlung des Wärmedämmverhaltens von Gründächern. Abschlussbericht. AZ 24242-25, ZUB Kassel, 2009.

[6] Künzel, H. M.: Verfahren zur ein- und zweidimensionalen Berechnung des gekoppelten Wärme- und Feuchtetransports in Bauteilen mit einfachen Kennwerten. Dissertation Universität Stuttgart, 1994.

[7] Fiori, M., Paolini, R.: Smart Building Envelope for Sustain­ able Urban Environment. Politecnico di Milano, Dipartimento di Architettura, Ingegneria delle costruzioni e Ambiente costruito. The green roof monitoring is funded by the Italian Ministry of Research, project PRIN SENSE. [8] DIN 68800:2012-02 Holzschutz – Teil 2: Vorbeugende bauliche Maßnahmen im Hochbau.

Autoren dieses Beitrages: Dipl.-Ing. Daniel Zirkelbach Dipl.-Ing. Beate Stöckl Fraunhofer-Institut für Bauphysik IBP Institutsteil Holzkirchen Abteilung Hygrothermik Feuchteschutz und Bauen in anderen Klimazonen Fraunhoferstraße 10, 83626 Valley

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Fachthemen Bernd Nusser Julia Bachinger Martin Teibinger

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Hygrothermisches Verhalten teilgedämmter und ­teilbeschatteter Flachdachkonstruktionen aus Holz Bei Industrie- und Gewerbebauten sind große Spannweiten mit Trägerhöhen von > 50 cm nicht ungewöhnlich. Aufgrund wirtschaftlicher Gesichtspunkte werden solch hohe Ge­fache zumeist nicht voll ausgedämmt. Unter Bauphysikern werden teil­ gedämmte und durch Attiken, Dachaufbauten oder benachbarte Gebäude teilbeschattete Flachdachkonstruktionen bisher kritisch bewertet. Die Holzforschung Austria (HFA) untersuchte anhand von Freiland- und Laborversuchen das hygrothermische Verhalten von solchen teilgedämmten und teilbeschatteten Flachdachkonstruktionen aus Holz. Hierbei wurde neben dem Dämmgrad (Teildämmung/Volldämmung) auch die Orientierung der Elemente (Pfetten-/Sparrenelement) variiert. Die Untersuchungsergebnisse zeigen, dass es bei vollgedämmten Elementen im beschatteten Bereich zu deutlich geringeren Temperaturen und zu höheren Luft- und Materialfeuchten kommt als bei teil­gedämmten ­Elementen. Bei einer Teilbeschattung sind die Klimabedingungen in den vollgedämmten Elementen deutlich inhomogener als in den teilgedämmten Elementen, was auf die verstärkte Luftum­ wälzung im dämmstofffreien Bereich zurückzuführen ist. Dieser ausgleichende Effekt zwischen besonntem und beschatteten ­Bereich ist bereits bei einem Luftspalt von 5 cm Höhe zu be­ obachten.

Hygrothermal behaviour of partly insulated and partly shaded wooden flat roofs. Roof constructions of commercial and industrial buildings are often formed by wooden flat roofs with large beam spans. Thus, rafters with heights over 50 cm are common.

Because of economic considerations such high cavities are usually not fully insulated. Moreover, these partly insulated roofs are mostly partly shaded by parapets, technical installations or adjacent buildings. Such partly insulated and partly shaded flat roofs are critically evaluated by building physicists. The present study reveals the hygrothermal behaviour of such partly insulated and partly shaded wooden flat roofs, based on long term field and ­laboratory experiments carried out at the Holzforschung Austria (HFA). In addition to the level of insulation (partly insulated/fully insulated) the orientation of the elements (lengthwise to eave/at the right angle to eave) is varied. The measurements show significantly lower temperatures and higher moisture content in the cavity in the shaded area of fully insulated roof elements compared to partly insulated elements. The climate conditions in the cavity in the fully insulated roof elements are much more inhomogeneous compared to the partly insulated ones. The potential air circulation in the air layer above the insulation generates this balancing effect. Already an air layer with 5 cm height leads to more favourable conditions in the partly shaded area.

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1 Einleitung und Problemstellung Aufgrund wirtschaftlicher Gesichtspunkte werden hohe Ge­ fache (> 50 cm) im Dach zumeist nicht voll ausgedämmt.

Eine Teildämmung von hölzernen Flachdachelementen ist in Fachkreisen jedoch umstritten. In [1], [2], [7], [8], [12] werden verschiedene Schadensfälle an hölzernen Flachdä­ chern mit Hohlraum zwischen Dämmstoff und außenseiti­ ger Beplankung diskutiert. Neben den typischen Schadens­ ursachen, wie hoher konstanter sd-Wert der Dampfbremse, erhöhte Einbaufeuchte, mangelhafte Luftdichtheit, Grün­ dachaufbau bzw. die andauernde Beschattung durch die PV-Anlage, führen alle drei Autoren den Hohlraum über der Dämmung als Risikofaktor an.

Mohrmann und Oswald beziehen sich auf Konvektions­ ströme im Hohlraum, welche zur Feuchteakkumulation an kritischen Stellen im Dachelement beitragen. Adriaans er­ achtet den Hohlraum als riskant, da die an der außenseiti­ gen Beplankung anfallende Feuchte vom sorptiven Dämm­ stoff nun nicht direkt aufgenommen und abgepuffert wer­ den kann.

Von den Autoren der vorliegenden Arbeit wird in [10], [11], [16] gezeigt, dass es in Vollzeit und vollflächig beschat­ teten Elementen zu deutlich kritischeren Klimabedingun­ gen und Materialfeuchten kommt als in besonnten Ele­ menten.

In [9] wird anhand von Simulationsstudien zusätzlich verdeutlicht, dass auch eine temporäre, vollflächige Beschat­ tung zu erhöhten Materialfeuchten im Dach führen kann.

Auf dem Kongress „Holzschutz und Bauphysik“ 2011 in Leipzig wurde von den dortigen Referenten ein Konsens­ papier zur Planung und Ausführung von hygrothermisch nachweisfreien, nichtbelüfteten Flachdächern in Holzbau­ weise herausgegeben [3]. In den „7 goldenen Regeln“ wird angeführt, dass das Dach nicht teilgedämmt und nicht ver­ schattet sein darf. U. a. wurden diese beiden Punkte auch in die DIN 68800-2:2012 [4] aufgenommen.

Dem Luftspalt auf der kalten Seite der Dämmung so­ wie einer Beschattung der Dachfläche wird für hölzerne Flachdächer demnach ein erhöhtes Schadenspotential zu­ geschrieben. Im Baualltag sind jedoch häufig Situationen anzutreffen in denen zumindest eine Teilbeschattung der Dachfläche nicht ausgeschlossen werden kann. Wie sich ein Luftspalt auf der kalten Seite der Dämmung und/oder eine Teilbeschattung der Dachfläche auf die Dauerhaftig­

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keit von hölzernen Dachelementen auswirken, kann auf­ grund fehlender wissenschaftlicher Untersuchungen je­ doch bisher nicht gesagt werden.

Ziele des an der HFA abgewickelten Forschungspro­ jekts „Systemanalyse und Monitoring teilgedämmter flach­ geneigter hölzerner Dachkonstruktionen“ [17] sind des­ halb zum einen das Schadenspotential einer Luftschicht auf der kalten Seite der Dämmung zu untersuchen und zum anderen den Einfluss einer partiellen Beschattung des Dachelements zu quantifizieren.

2 Methodik 2.1 Freilanduntersuchungen Im Zuge der Freilanduntersuchungen wurden 12 verschie­ dene Dachelemente auf einem nach Süden orientiertem Forschungshaus am Standort AT-2100 Stetten untersucht.

Die Dachelemente weisen eine Dachneigung von 3° und jeweils eine Gefachhöhe von 60 cm auf, wobei die Gefache zu 1/3, 2/3 oder vollständig ausgedämmt sind. Als Dämm­ stoff wurde eine sehr leichte Glaswolle mit ρ = 10,5 kg/m3, λD = 0,042 W/m∙K (Herstellerangaben) verwendet. Ta­ belle 1 gibt den Aufbau der Dachelemente von außen nach innen wieder.

Tabelle 1. Aufbau der Versuchsdachelemente für die Freilandversuche von außen nach innen Table 1. Roof assembly of the field test building (external layer to internal layer) Bauteilschicht

Dicke in mm

Dachbahn schiefergrau sd = 36 m

1,8

OSB

18

Mineralwolle λD = 0,042 W/m∙K

200/400/600

Feuchteadaptive Dampfbremse sd = (0,03–15) m

0,2

OSB

15

Neben dem Grad der Dämmung unterscheiden sich die Dachelemente in der Orientierung (längs zur Traufe = Pfet­ tenelement, quer zur Traufe = Sparrenelement) sowie in der Beschattungssituation (unbeschattet/teilbeschattet). Zusätz­ lich wurde in zwei 1/3 gedämmten Dachelementen der Dämmstoff so unter der außenseitigen Beplankung fixiert, dass sich der Lufthohlraum auf der warmen Seite der Däm­ mung befindet. Zur Simulation einer Attika bzw. einer an­ derweitig vorhandenen Beschattung wurden sechs Elemente mit Beschattung und die gleichartigen Aufbauten nochmals ohne Beschattung untersucht. Bild 1 oben zeigt die Nord­ westansicht des Forschungshauses und Bild 1 unten den Schattenwurf durch die Beschattungselemente aus vertika­ len Dreischichtplatten.

Bild 2 oben zeigt die Aufteilung der Dachfläche des Forschungshauses, die Beschattungselemente sowie die Dämmstoffsituation der einzelnen Elemente. Bild 2 unten zeigt eine isometrische Ansicht des Forschungshauses. Die Beschattung der Pfettenelemente E1 bis E4 ist so ausgelegt, dass die traufseitige Hälfte der Gefache vollzeitig beschat­ tet ist, während die firstseitige Hälfte lediglich während des Winterhalbjahres beschattet wird. Die Sparrenelemente E9

Bild 1. Oben: Isometrische Ansicht des Forschungshauses; unten: Schattenwurf der firstseitigen Beschattungselemente auf der Dachfläche am 28.09.2011 um 12:55 Uhr Ortszeit Fig. 1. Top: isometric view of the field test building; bottom: shadow on the roof surface caused by the shading elements on the roof-ridge at 12:55 on 28/09/2011 local time

und E10 werden im Gegensatz zu den Pfettenelementen auf der Firstseite beschattet. Aufgrund der höheren Beschat­ tungselemente sind diese Bereiche ganzjährig beschattet.

Durch die Azimutänderung der Sonne werden die beschat­ teten Dachflächen während den Morgen- und Abendstun­ den kurzzeitig besonnt.

Die Bilder 3 und 4 zeigen die Dimensionen und Mess­ positionen in den Pfetten- und Sparrenelementen. Als Tem­ peratursensoren kamen Thermoelemente von Typ K, Klasse2 (Ahlborn® T190) zum Einsatz. Zur kombinierten Erfassung der relativen Luftfeuchte (r.Lf.) und Temperatur wurden digitale Kombifühler (Ahlborn® FHAD 462) ver­ wendet.

Die Luftdichtheit wurde mit Hilfe von Tracergassen­ soren (Figaro® TGS 2600) überprüft, wodurch eine quali­ tative Aussage zur Luftdichtheit der Elemente möglich ist.

2.2 Laboruntersuchungen Anhand der Laboruntersuchungen wird die Materialfeuchte der außenliegenden Beplankung (3-Schichtplatte) im besonn­ ten und im beschatteten Bereich eines Elements betrachtet.

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Bild 3. Messpositionen in Element E04 beispielhaft für die längs zur Traufe orientierten Dachelemente E01 bis E08 (Maßangaben in cm) Fig. 3. Measuring points in roof element E04 exemplifying roof elements E01 to E08 placed parallel to the eaves (dimensions in cm)

Bild 2. Oben: Grundriss der Dachfläche mit Aufteilung der Dachelemente sowie Schnitte durch die Gefache zur Verdeutlichung der Dämmstoffsituation in den einzelnen Elementen; unten: Isometrische Ansicht des Forschungshauses Fig. 2. Top: plan of the roof with the roof segmentation and the cross-section of the box sections to illustrate the insulation of each element; bottom: isometric view of the test building

Zwischen Dämmstoff und außenseitiger Beplankung wurden dabei Luftschichtdicken von 0, 5 und 20 cm angeordnet.

Die Dämmstoffdicke bleibt mit 20 cm stets konstant.

Bild 5 zeigt den Versuchsaufbau und die Lage der Messfühler beispielhaft für die Variante mit 20 cm Luft­ schichtdicke. Als luftdichte Ebene wird an der Unterseite (Innenklima) eine diffusionsoffene Bahn (sd = 0,03 m) an­ gebracht. Der Feuchteaustausch zwischen Gefach und In­ nenraum wird dadurch nur wenig behindert, wodurch sich hygrische Effekte schneller und ausgeprägter zeigen. Die seitlichen Wände werden mit einer PE-Folie mit sd > 100 m ausgekleidet um Sorptionseffekte in den Randbereichen zu verhindern. Die 3-Schichtplatte auf der Außenseite ist mit einer EPDM-Dachbahn (sd = 98 m) beklebt. Als Dämmstoff wird entsprechend den Freilanduntersuchungen die sehr leichte Glaswolle mit ρ = 10,5 kg/m3, λD = 0,042 W/m∙K (Herstellerangaben) verwendet.

Bild 4. Messpositionen in Elemente E09 beispielhaft für die quer zur Traufe orientierten Dachelemente E09–E12 (Maßangaben in cm) Fig. 4. Measuring points in roof element E09 exemplifying roof elements E09 to E12 placed transversely to the eaves (dimensions in cm)

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Bild 5. Schematische Darstellung des Versuchsaufbaus der Variante C mit Messpositionen (Maßangaben in mm) Fig. 5. Schematical presentation of the test set-up of variation C with indication of the measuring points (dimensions in mm)

Mit Hilfe von Heizmatten auf der außenseitigen EPDM-Bahn wird eine partielle Besonnung des Firstberei­ ches („besonnter“ Bereich) simuliert. Die Heizmatten wer­ den hierfür täglich für 8 h aktiviert. Der traufseitige Be­ reich bleibt dabei weiterhin dem Außenklima ausgesetzt wodurch eine partielle Beschattung simuliert wird („be­ schatteter“ Bereich). Während den restlichen 16 h des Ta­ ges werden die Heizmatten deaktiviert und angehoben, wodurch die gesamte Dachfläche wieder dem Außenklima ausgesetzt ist. Dieser Zyklus wird täglich wiederholt. An den Wochen­enden des Untersuchungszeitraums bleiben die Heizmatten jedoch generell angehoben und inaktiv (keine Besonnung).

Um das Bauteilverhalten in den Winter- und Sommer­ monaten zu betrachten werden eine winterliche Auffeuch­ tungsphase und eine sommerlichen Abtrocknungsphase simuliert. Die winterliche Auffeuchtungsphase ist durch ein kaltes Außenklima und eine geringe Oberflächentem­ peraturdifferenz zwischen besonntem und beschatteten Bereich gekennzeichnet. Die sommerliche Abtrocknungs­ phase ist hingegen durch ein warmes Außenklima und einer erhöhten Oberflächentemperaturdifferenz zwischen be­ sonntem und beschattetem Bereich gekennzeichnet.

Um den Einfluss der sommerlichen Oberflächentem­ peraturdifferenz zu betrachten wird ein Versuchsaufbau zusätzlich bei einer größeren Oberflächentemperaturdiffe­ renz untersucht. In Tabelle 2 sind die Klimabedingungen Tabelle 2. Gewählte Klimate für die Laboruntersuchungen Table 2. Climate conditions for the laboratory experiment Phase Auffeuchtung (Winter) Abtrocknung (Sommer)

Innenklima

Außenklima 3 °C/85 %

24 °C/58 % 21 °C/70 %

Tabelle 3. Spezifikation der im Labor untersuchten Varianten mit angestrebten Temperaturdifferenzen zwischen den äußeren Oberflächen in der Auffeuchtungs- und Abtrocknungsphase Table 3. Specification of the variations investigated in the laboratory test with the target temperature differences between the shaded and sun exposed exterior surface during the moisture absorption phase and the drying phase

Variante

A

Luftschicht­ dicke

angestrebte Oberflächentemperatur­ differenz ΔTs besonnt – beschattet Auffeuchtung (Winter)

Abtrocknung (Sommer)

0 cm

B

5 cm

C

20 cm

D

0 cm

10 K

20 K 50 K

und in Tabelle 3 die verschiedenen Versuchsvarianten und angestrebten Oberflächentemperaturdifferenzen zusam­ mengefasst.

2.3 Messunsicherheiten Die Messunsicherheiten der verwendeten Sensoren wer­ den gemäß den Empfehlungen des „BAM-Leitfaden zur Ermittlung der Messunsicherheiten bei quantitativen Prüf­ ergebnissen“ [6] berücksichtigt. Entsprechend dem Vorge­ hen in [14], [15] wird bei einer Überschneidung der erwei­ terten Messunsicherheiten zweier Messwerte die Wahr­ scheinlichkeit P ermittelt, dass ein Messwert größer als der andere Messwert ist [17].

Im weiteren Verlauf dieser Arbeit werden die Messda­ ten zweier Sensoren als unterschiedlich erachtet, wenn die Wahrscheinlichkeit hierfür ≥ 95 % beträgt.

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3 Ergebnisse 3.1 Freilanduntersuchungen 3.1.1 Klimatische Randbedingungen

Bild 6 und Bild 7 zeigen die Klimabedingungen in den teil­ beschatteten Pfettenelementen E2 (1/3 gedämmt) und E4 (vollgedämmt). Die gezeigten Klimabedingungen stehen beispielhaft für alle teilbeschatteten Elemente. Dargestellt sind jeweils die Temperaturen (ϑ), die relativen Luftfeuch­ ten (j) und die Wasserdampfpartialdrücke (pv) an den first- und traufseitigen Sensoren a1 und a4 unterhalb der außenseitigen Beplankung (vgl. Bild 3). Wie anhand der Temperaturen zu erkennen ist, beginnt Mitte März die Teil­ beschattung auf der Traufseite und dauert bis Anfang Ok­ tober. In den Sommermonaten zeigen sich deshalb in bei­ den Elementen deutliche Temperaturdifferenzen zwischen

First und Traufe. Die r.Lf.-Messwerte verdeutlichen, dass während der Sommermonate im beschatteten Bereich deutlich feuchtere Bedingungen herrschen als im besonn­ ten Bereich. Vor allem im vollgedämmten Element sind große Differenzen zwischen First und Traufe zu erkennen.

Es ist ebenfalls zu erkennen, dass es im vollgedämmten Element zu Beginn der Teilbeschattung im besonnten Be­ reich zu einer Abnahme und im beschatteten Bereich zu einer deutlichen Zunahme der r.Lf. kommt, trotz Tempera­ turerhöhung in beiden Bereichen. Erst Mitte Mai kommt es beim vollgedämmten Element im beschatteten Bereich zu einer Abnahme der r.Lf., während diese beim teilge­ dämmten Element bereits deutlich früher absinkt. Im be­ schatteten Bereich des vollgedämmten Elements herrscht zumeist eine höhere r.Lf. als im teilgedämmten Element.

Beim Betrachten der Wasserdampfpartialdrücke in beiden Grafiken wird ersichtlich, dass sich während den wärmeren Monaten im vollgedämmten Element auf der besonnten Seite tagsüber eine deutlich höhere Wasser­ dampfkonzentration einstellt als im teilgedämmten Ele­ ment, was wiederum eine Feuchtediffusion in den beschat­ teten Bereich hervorruft. Während der Sommermonate sind im vollgedämmten Element generell größere Klima­ differenzen zwischen besonntem und beschatteten Bereich zu erkennen als im teilgedämmten Element.

Bild 8 zeigt die mittleren, relativen Differenzen der Gefachklimate zwischen der besonnten und beschatteten Seite aller teilbeschatteten Elemente. Hierfür werden die

Bild 6. Klimabedingungen im besonnten und beschatteten Bereich des teilgedämmten Elements E2 (10 Minutenmesswerte und gleitende Monatsmittelwerte); wobei: ϑ Lufttemperatur, j relative Luftfeuchte, pv Wasserdampfpartialdruck Fig. 6. Climate conditions in the sun exposed and shaded area of the partly insulated element E2 (measured data in a time interval of 10 minutes and monthly moving average), where: ϑ airtemperature, j relative humidity, pv partial vapour pressure

Bild 7. Klimabedingungen im besonnten und beschatteten Bereich des vollgedämmten Elements E4 (10 Minutenmesswerte und gleitende Monatsmittelwerte), wobei: ϑ Lufttemperatur, j relative Luftfeuchte, pv Wasserdampfpartialdruck Fig. 7. Climate conditions in the sun exposed and shaded area of the fully insulated element E4 (measured data in a time interval of 10 minutes and monthly moving average), where: ϑ airtemperature, j relative humidity, pv partial vapour pressure

Während des Untersuchungszeitraums (Nov. 2011 bis Mai 2013) schwankt die relative Luftfeuchtigkeit im Innerraum des Forschungshauses um 50 % im Winter und um 65 % im Sommer. Die Raumlufttemperatur schwankt hierbei zwischen 20 und 23 °C. Das Außenklima wurde von der institutseigenen Wetterstation aufgezeichnet, wobei im Fe­ bruar 2012 eine deutliche Kälteperiode mit –17 °C verzeich­ net wurde. Details zu den klimatischen Randbedingungen können [17] entnommen werden.

3.1.2 Einfluss des Luftspaltes oberhalb der Dämmung

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Bild 8. Relative Klimadifferenzen zwischen der besonnten und der beschatteten Seite im Verhältnis zur besonnten Seite (besonnt-beschattet/besonnt) in allen teilbeschatteten Elementen während den drei Betrachtungszeiträumen. Die mittleren Klimawerte auf der besonnten Seite sind ebenfalls als Zahlenwerte angegeben (T Lufttemperatur in K, j relative Luftfeuchte in %, pv Wasserdampfpartialdruck in Pa).

Die Differenzen in den Elementen ohne Luftspalt auf der kalten Seite der Dämmung (E1/E4/10) sind deutlich stärker ausgeprägt als in den Elementen mit Luftspalt Fig. 8. Relative climate differences between sun exposed and shaded area proportional to sun exposed area (sun exposed – shaded/sun exposed) during the three investigated timespans. Additionally, the mean climate values of the sun exposed area are displayed numerically (T air temperarure in K, j relative humidity in %, pv partial vapour pressure in Pa)

jeweiligen Messwerte inkl. derer erweiterten Messunsicher­ heiten über die meteorologischen Winter- und Sommer­ monate (01.12.–28./29.02 bzw. 01.06.–31.08.) gemittelt und die Mittelwerte der beschatten Seite von den Mittel­ werten der besonnten Seite abgezogen und zum Mittelwert der besonnten Seite ins Verhältnis gesetzt ((besonnt-be­ schattet)/besonnt). Positive Differenzen zeigen also an, dass auf der besonnten Seite entsprechend höhere Mittel­ werte vorliegen als auf der beschatteten Seite. Bei negati­ ven Differenzen sind die Mittelwerte hingegen auf der be­ schatteten Seite höher.

Dargestellt sind die relativen Temperaturdifferenzen ΔT, die relativen r.Lf.-Differenzen Δj und die relativen Wasserdampfpartialdruckdifferenzen Δpv in den Winter­ monaten 2011/12 und 2012/13 sowie in den Sommermo­ naten 2012. Ebenfalls als Zahlenwerte eingetragen sind die

jeweiligen Mittelwerte der besonnten Seite (Temperatur in K, r.Lf. in % und Wasserdampfpartialdruck in Pa). Es sind nur jene Klimadifferenzen aufgetragen welche mit einer Wahrscheinlichkeit von ≥ 95 % vorhanden sind.

Die Elemente E1/E9/E10 können nicht zum direkten Vergleich untereinander herangezogen werden, da diese trotz Nachdichtungsarbeiten innenseitige Luftleckagen aufwiesen.

Wie anhand der Temperaturdifferenzen in Bild 8 zu erkennen ist, zeigen sich im Sommer aufgrund der Teil­ beschattung höhere Messwerte auf der besonnten Seite der Elemente. Die Elemente ohne Luftraum oberhalb der Dämmung (E1/E4/E10) weisen mit einer relativen Diffe­ renz von bis zu ΔTSommer,max = 1,8 % deutlich höhere Tem­ peraturdifferenzen zwischen besonntem und beschattetem Bereich auf als die Elemente mit Luftraum oberhalb der Dämmung (E2/E3/E9, ΔTSommer ≤ 0,9 %). In den Winter­ monaten sind lediglich in den vollgedämmten Elementen Temperaturdifferenzen im Gefach zu erkennen. Hierbei zeigt sich eine deutlich geringere maximale, relative Tem­ peraturdifferenz von ΔTWinter,max = 0,4 %. In den Elemen­ ten mit Luftraum oberhalb der Dämmung ist eine winter­ liche Temperaturdifferenz nicht zu erkennen.

Die r.Lf.-Differenzen in Bild 8 lassen erkennen, dass im Sommer in allen Elementen eine höhere r.Lf. im be­ schatteten Bereich herrscht. Die Differenzen in den Ele­ menten ohne Luftspalt sind auch hier mit ΔTSommer,max = 57 % generell größer ausgeprägt als in den Elementen mit Luftspalt (ΔTSommer ≤ 16 %). Während den ersten Winter­ monaten 2011/2012 zeigt sich in Element E1 mit oben fi­ xierter Dämmung eine höhere r.Lf. auf der besonnten Seite. Im nächsten Winter 2012/2013 ist dies ebenfalls zu erkennen, zusätzlich weisen alle vollgedämmten Elemente und das teilgedämmte Sparrenelement höhere r.Lf. im be­ schatteten Bereich auf. In den teilgedämmten Pfettenele­ menten zeigt sich dies nicht.

Anhand der Wasserdampfpartialdruckdifferenzen in Bild 8 wird ersichtlich, dass sich in den Elementen E1 und E10, welche keinen Luftspalt auf der kalten Seite der Däm­ mung aufweisen, im Sommer deutlich höhere mittlere Wasserdampfpartialdrücke im beschatteten Bereich ein­ stellen als im besonnten Bereich. In den teilgedämmten Elementen sowie im vollgedämmten Pfettenelement E4 ist dies nicht zu erkennen. In den ersten Wintermonaten wei­ sen alle vollgedämmten Elemente höhere Wasserdampf­ partialdrücke auf der besonnten Seite auf. In den zweiten Wintermonaten ist lediglich im vollgedämmten Sparren­ element eine höhere Wasserdampfpartialdruckdifferenz zu verzeichnen, nun jedoch im beschatteten Bereich.

3.2 Laboruntersuchungen 3.2.1 Oberflächentemperaturdifferenzen Bild 9 zeigt die mittleren, außenseitigen Oberflächentem­ peraturen im besonnten und beschatteten Bereich der Ver­ suchsvarianten A–D während der Auffeuchtungs- und Ab­ trocknungsphasen.

Aufgrund technischer Probleme der Kühleinheit, konn­ ten die Außenlufttemperaturen während der Auffeuchtungs­ phasen nicht konstant gehalten werden, wodurch während dieser Phase größere Temperaturschwankungen zu ver­ zeichnen sind. Während der Auffeuchtungsphase wurden

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die angestrebten Oberflächentemperaturdifferenzen gemäß Tabelle 3 teilweise über- und während der Abtrocknungsphase geringfügig unterschritten.

3.2.2 Einfluss des Luftspaltes oberhalb der Dämmung

Bild 9. Mittlere, außenseitige Oberflächentemperaturen ϑs,e im besonnten und beschatteten Bereich während der Auffeuchtungs- und Abtrocknungsphase bei den Versuchsvarianten A–D Fig. 9. Mean temperature of the the sun exposed and shaded exterior surface ϑs,e during the moisture absorption phase and the drying phase of the laboratory test for the variations A–D

Bild 10 zeigt die mittleren Außenoberflächentemperaturen und die Gefachtemperaturen unter der außenseitigen Beplankung in dem beschatteten und besonnten Bereich der Varianten A, B, und C während eines 24 h Intervalls in der Trocknungsphase. Wie zu erkennen ist, sind die Oberflächen- und Gefachtemperaturen vor der Besonnung (0 h ≥ t < 6 h) bei allen Varianten in beiden Bereichen sehr ähnlich. Während der Besonnung (Heizmatten aktiviert) weisen die Oberflächentemperaturen im besonnten Bereich geringe Differenzen zwischen den einzelnen Varianten auf.

Im beschattenen Bereich sind die Oberflächentemperaturen aller Varianten, mit Ausnahme einer kurzzeitigen, geringfügigen Erhöhung von Variante C, hingegen sehr ähnlich.

Anders verhält es sich während der Besonnungsphase bei den Gefachtemperaturen. Im besonnten Bereich sind die Temperaturen der Varianten mit Luftspalt deutlich geringer als bei der Variante ohne Luftspalt, wobei Variante C mit 20 cm Luftspalt die geringsten Temperaturen aufweist. Im beschatteten Bereich weist Variante C mit 20 cm Luftspalt hingegen die höchsten Gefachtemperaturen auf. Die Gefachtemperaturen der beiden anderen Varianten sind deutlich geringer und nahezu identisch.

Bild 11 zeigt die temperaturkorrigierten, mittleren Materialfeuchten im beschatteten Bereich aller Varianten.

Wie zu erkennen ist, zeigen alle Varianten ein ähnliches Auffeuchtungsverhalten. In der Abtrocknungsphase sind hingegen deutliche Unterschiede festzustellen. Während die Beplankung bei den Varianten mit Luftspalt oberhalb der Dämmung in der Abtrocknungsphase trocknet, bleibt sie bei den vollgedämmten Varianten A und D konstant feucht.

Bild 10. Mittlere, außenseitige Oberflächentemperatur (ϑs,e,oben) und Gefachtemperaturen unter der außenseitigen Beplankung (ϑGefach, unten) im besonnten und beschatteten Bereich der Versuchsvarianten A–C während eines 24 h Intervalls in der Abtrocknungsphase. Bei Variante C ist im beschatteten Bereich eine deutlich höhere Gefachtemperatur zu erkennen als bei den Varinten mit geringerem Luftspalt Fig. 10. Mean temperature of the exterior surface (ϑs,e,top) and in the cavity just below the external sheeting ­(ϑGefach,bottom) in the sun exposed and shaded area for a 24 hour interval during the drying phase. At variation C, the temperature in the shaded area of the cavity is much higher compared to the variations with smaller air gaps

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oben fixiertem Dämmstoff bzgl. winterlicher Klimabedin­ gungen generell anders verhält als die vollgedämmten Ele­ mente kann nicht mit Sicherheit gesagt werden. Ggf. hängt dies mit der nicht auffindbaren innenseitigen Luftleckage dieses Elements zusammen.

Die winterlichen Klimadifferenzen zwischen besonn­ tem und beschattetem Bereich sind durch das unter­ schiedliche Verhalten zwischen erstem und zweitem Win­ ter und den teilweise vorhandenen innenseitigen Luft­ leckagen schwer zu interpretieren. Die Messdaten deuten jedoch darauf hin, dass nicht das winterliche Verhalten für Unterschiede in der Dauerhaftigkeit von voll- oder teilge­ dämmten Dachelementen verantwortlich ist, sondern ihr sommerliches Verhalten. Auch in [9] wird verdeutlicht, dass die Ausprägung der sommerlichen Rücktrocknung für die Dauerhaftigkeit von hölzernen Flach­dachelementen maßgeblich ist, da ein gewisses Maß an Feuchteeintrag während der Wintermonate nicht verhindert werden kann.

Bild 11. Mittlere, temperaturkorrigierte Materialfeuchte u der außenseitigen Beplankung im beschatten Bereich während der Auffeuchtungs- und Abtrocknungsphase bei den Versuchsvarianten A–D. Bei den Varianten ohne Luftspalt (A + D) zeigt sich während der Abtrocknungsphase kein Trocknen der Beplankung. Bei den Varianten mit Luftspalt (B + C) trocknet die Beplankung hingegen ab Fig. 11. Mean temperature corrected moisture content u of the outer sheeting in the shaded area for variation A–D during the moisture absorbing phase and the drying phase.

During the drying phase no moisture decrease is detectable for the variations without air layer between the outer sheeting and the insulation (A + D). However, for the variations with air layer (B + C) the outer sheeting shows moisture decrease during the drying phase

4 Diskussion 4.1 Freilanduntersuchungen Die durchgeführten Freilanduntersuchungen verdeutlichen, dass es bei fehlendem Luftspalt auf der kalten Seite der Dämmung zu deutlich größeren Temperatur- und relativen Luftfeuchtedifferenzen sowie größeren Wasserdampfpartial­ druckdifferenzen zwischen besonntem und beschattetem Bereich kommt als bei einer Teildämmung. Dies ist vor allem während der Sommermonate zu erkennen. Die Ele­ mente ohne Luftspalt über der Dämmung sind im Sommer im beschatteten Bereich deutlich kühler und weisen eine höhere relative Luftfeuchte auf als die teilgedämmten Ele­ mente. Auch kommt es bei diesen Elementen aufgrund der erhöhten Wasserdampfpartialdruckdifferenz während des Tages zu einem diffusiven Feuchtetransport vom besonn­ ten in den beschatteten Bereich.

In den Wintermonaten sind nur in den vollgedämm­ ten Elementen Temperaturdifferenzen zwischen besonn­ tem und beschattetem Bereich zu erkennen. Im Pfettenele­ ment können diese Differenzen jedoch aufgrund der quasi vollzeitigen Beschattung nicht durch den Beschattungs­ effekt hervorgerufen werden. Hier resultieren die Differen­ zen eher aus dem thermischen Auftrieb im Gefach, welcher aufgrund der warmen Innenoberfläche, der Neigung und der kalten Außenoberfläche hervorgerufen wird. Dies wird auch in [16] beobachtet. Weshalb sich Element E1 mit

4.2 Laboruntersuchungen Bei den Laborversuchen kommt es während der Trock­ nungsphase bei den Varianten mit Luftspalt oberhalb der Dämmung zu einem Abtrocknen des beschatteten Bereichs.

Bei den vollgedämmten Varianten ohne Luftspalt kann dies nicht beobachtet werden, auch nicht bei deutlicher Erhö­ hung der Oberflächentemperaturdifferenz.

Obwohl die Varianten ohne Luftspalt mitunter die höchsten Materialfeuchten zu Beginn der Rücktrocknungs­ phase aufweisen und sich die Feuchtetransporteigenschaf­ ten von 3S-Platten mit Erhöhung des Wassergehalts ver­ bessern [5], zeigen diese quasi kein Abtrocknen. Das Un­ terschiedliche Trocknungsverhalten der Varianten mit und ohne Luftspalt kann u. a. auf den erhöhten Wärmeeintrag über den ungedämmten Luftspalt hinein in den beschatte­ ten Bereich zurückgeführt werden. Was auch anhand der Freilanduntersuchungen und der Laboruntersuchungen mit 20 cm Luftspalt sichtbar wird. Beim Laborversuch mit einem Luftspalt von 5 cm ist der erhöhte Wärmeeintrag jedoch nicht zu erkennen, dennoch kommt es während der Abtrocknungsphase zu einem deutlichen sinken der Mate­ rialfeuchte. Durch welchen Effekt der beschattete Bereich bei der Variante mit 5 cm Luftspalt getrocknet wird, kann nicht mit Sicherheit gesagt werden. Vermutlich handelt es sich um nur gering ausgeprägte, trocknungsfördernde Luft­ umwälzungen welche mit der gewählten Temperaturmes­ sung nicht erfasst werden können. So wird auch in [13] von Problemen bei der temperaturbasierten Erfassung von Luftumwälzungen berichtet.

Sowohl die Freilanduntersuchungen wie auch die La­ boruntersuchungen lassen den Schluss zu, dass es in den Luftspalten zwischen Dämmung und der außenseitigen Be­ plankung zu einer „ausgleichenden“ Luftumwälzung zwi­ schen besonntem und beschattetem Bereich kommt. Wäh­ rend den Sommermonaten führt dies u. a. zu einem Wär­ meeintrag in den beschatteten Bereich, wodurch dort ein Abtrocknen von erhöhter Feuchtigkeit ermöglicht wird.

Wird die ausgleichende Luftumwälzung durch eine Voll­ dämmung unterdrückt, so bleibt der beschattete Bereich kühl und die relative Feuchte hoch. Auch kann sich die absolute Luftfeuchte im beschatteten Bereich aufgrund des

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diffusiven Feuchtezustromes und des fehlenden konvekti­ ven Feuchteabtransports erhöhen.

Der Effekt der vermeintlich ausgleichenden Luftum­ wälzung kann im Labor bereits bei einer Spalthöhe von 5 cm festgestellt werden. Ob dies auch bei geringeren Spalt­ höhen erfolgt, kann noch nicht gesagt werden. Zudem stellt sich Anhand der gewonnenen Erkenntnisse die Frage, was das maximal mögliche Verhältnis von beschatteter zu be­ sonnter Fläche ist, um noch eine Trocknung des beschatte­ ten Bereichs hervorzurufen.

5 Zusammenfassung Lufthohlräume in flachgeneigten Holzdächern werden in Fachkreisen als Schadenspotential betrachtet und daher eine vollständige Ausdämmung der Gefache empfohlen.

Eine zusätzliche Teilbeschattung der Dachelemente wird als besonders kritisch angesehen.

Anhand der vorliegenden Untersuchungen kann je­ doch gezeigt werden, dass durch außenliegende Lufthohl­ räume in Holzflachdächern die Feuchtebelastung der äuße­ ren Beplankung bei Teilbeschattungssituationen im Ver­ gleich zu vollgedämmten Elementen reduziert werden kann.

Die vermeintlich in den Lufthohlräumen entstehenden Luft­ strömungen tragen zu einer Wärme- und Feuchteumvertei­ lung im Gefach bei und können somit das Abtrocknen der äußeren Beplankung im beschatteten Bereich fördern. Bei vollgedämmten Elementen fehlt hingegen diese trocknungs­ fördernde Luftumwälzung.

Ausblick Wie anhand dieser Untersuchungen gezeigt wird, können die negativen Effekte einer Teilbeschattung durch Luftspalte über der Dämmung kompensiert werden. In wie weit eine Kompensation jedoch möglich ist, hängt von einer Viel­ zahl von Faktoren ab. Um den Einfluss der einzelnen Fak­ toren zu quantifizieren sind weiterführende Untersuchun­ gen im Labor sowie im Freiland notwendig. Als Einstieg eignen sich z. B. Untersuchungen zur Bestimmung des Einflusses des Verhältnisses von besonnter zu beschatteter Fläche.

Danksagung Die dargestellten Arbeiten wurden mit Mitteln der For­ schungsförderungsgesellschaft FFG gefördert und vom Ös­ terreichischen Holzleimbauverband und der Firma Progeo Monitoring GmbH unterstützt.

Literatur [1] Adriaans, R.: Ein Dachschaden durch Lüftungstechnik. Holz­ bau – die neue quadriga, 6/2009, S. 60–62.

[2] Adriaans, R.: Überdruck tut selten gut – ein Flachdach-Scha­ den durch Lüftungstechnik. Holzschutz und Bauphysik, TU München, 2010.

[3] Borsch-Laaks, R.: Konsens der Referenten des Kongresses „Holzschutz und Bauphysik“ am 10./11.02.2011 in Leipzig

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zum Thema „Nichtbelüftete Flachdächer in Holzbauweise“. http://holzbauphysik-kongress.de/mediapool/69/694318/ data/Konsens_Flachdaecher_2011_03_END.pdf. Accessed 27 August 2013.

[4] DIN 68800-2:2012-02 Holzschutz – Teil 2: Vorbeugende bauliche Maßnahmen im Hochbau.

[5] Fitz, C., Krus, M., Zillig, W.: Untersuchungen zum Feuchte­ schutz von Leichtbaukonstruktionen mit Bauplatten aus Holz­ werkstoffen. IBP-Bericht HTB-10/2004. Fraunhofer-Institut für Bauphysik, Holzkirchen, 2004.

[6] Hässelbarth, W.: BAM-Leitfaden zur Ermittlung von Mess­ unsicherheiten bei quantitativen Prüfergebnissen. Forschungs­ bericht 266, Berlin, 2004.

[7] Mohrmann, M.: Feuchteschäden beim Flachdach. Holzbau – die neue quadriga, 3/2007, S. 13–17.

[8] Mohrmann, M.: Flachdachschaden. Holzschutz und Bau­ physik, TU München, 2010.

[9] Nusser, B.: Flachgeneigte hölzerne Dachkonstruktionen. Sys­ temanalysen und neue Ansätze zur Planung hygrisch robuster flachgeneigter hölzerner Dachkonstruktionen unter Beachtung konvektiver Feuchteeinträge und temporärer Beschattungssi­ tuationen. Dissertation, TU Wien, 2012.

[10] Nusser, B., Teibinger, M., Bednar, T.: Messtechnische Ana­ lyse flachgeneigter hölzerner Dachkonstruktionen mit Spar­ renvolldämmung – Teil 1: Nicht belüftete Nacktdächer mit Folienabdichtung. Bauphysik 32 (2010), H. 3, S. 132–143.

[11] Nusser, B., Teibinger, M., Bednar, T.: Messtechnische Ana­ lyse flachgeneigter hölzerner Dachkonstruktionen mit Spar­ renvolldämmung – Teil 3: Hinterlüftete und nicht hinterlüftete Metalldächer. Bauphysik 32 (2010), H. 5, S. 288–295.

[12] Oswald, R.: Fehlgeleitet. db, 7/2009, S. 74–79.

[13] Riesner, K.: Natürliche Konvektion in losen Außenwand­ dämmungen. Untersuchungen zum gekoppelten Wärme-, Luftund Feuchtetransport. Dissertation, Universität Rostock, 2003.

[14] Shi, X., Burnett, E.: Uncertainty Analysis in Hygrothermal Measurements and Its Effect on Experimental Conclusions In Heat-air-moisture transport. Measurements and Implications in Buildings. 2nd vol. P. Mukhopadhyaya, M. K. Kumaran, (Eds.) ASTM International, West Conshohocken, PA, 194–209, 2010.

[15] Shi, X., Johnson, P., Burnett, E.: Uncertainty Analysis for Vapor Pressure Measurement. Journal of Building Physics 30 (2007), 4, pp. 317–336.

[16] Teibinger, M., Nusser, B.: Ergebnisse experimenteller Unter­ suchungen an flachgeneigten hölzernen Dachkonstruktionen.

Forschungsbericht HFA-Nr.: P412, Wien, 2010.

[17] Teibinger, M., Nusser, B.: Systemanalyse und Monitoring teilgedämmter flachgeneigter hölzerner Dachkonstruktionen.

Endbericht HFA-Nr.: 455. Holzforschung Austria, Wien, 2013.

Autoren dieses Beitrages: Dipl.-Ing. (FH) Dr. Bernd Nusser M. Eng. Saint-Gobain Isover G+H AG, Ladenburg Development Center, Dr.-Albert-Reimann-Str. 20, D-68526 Ladenburg Zum Zeitpunkt der Projektdurchführung und Berichtlegung Mitarbeiter der Holzforschung Austria.

Dipl.-Ing. Dr. Julia Bachinger, Dipl.-Ing. Dr. Martin Teibinger Holzforschung Austria, Franz-Grill-Str. 7, A-1030 Wien

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Fachthemen Federico Gariglio Karim Ghazi Wakili Thomas Schnider Volker Brombacher Peter Niemz

DOI: 10.1002/bapi.201510002

Experimentelle und numerische Untersuchung des hygrothermischen Verhaltens von Flachdach­ elementen mit Hohlkastensystem Nichtbelüftete Flachdachkonstruktionen in Holzbauweise erfordern aufgrund ihrer Kompaktheit tiefere Kenntnisse hinsichtlich deren bauphysikalischer Vorgänge im Dach. Dabei weist vor allem die Dachschalung aus Holz unterhalb der dampfdiffusionsdichten Schicht ein feuchtetechnisch erhöhtes Gefahrenpotential auf.

Untersuchungen haben gezeigt, dass eine Überschreitung von 20 % Holzfeuchte über eine längere Zeitdauer erhebliche Folgen wie Befall durch Schimmelpilze oder holzzerstörende Pilze bedeuten kann. Auch die Verklebung kann bei so hohen Holzfeuchten deutlich beeinträchtigt werden. Aus diesem Grund wurde im Rahmen eines Forschungsprojektes beim Neubau eines Zweifamilienhauses Messtechnik im Hohlkastensystem installiert und die Konstruktion über mehrere Jahre überwacht. In die Dachkonstruktion wurden vergleichend Mineralwolle- und eine Holzfaserdämmung eingebaut. Zur Beurteilung des Feuchtegehaltes der Dachschalung wurde dabei auf zwei experimentelle und ein numerisches Verfahren zurückgegriffen.

Das erste experimentelle Verfahren basiert auf der Berechnung der Holzfeuchte aus den gemessenen relativen Luftfeuchten im Dach. Hierfür wurde speziell die Sorptionsisotherme der verwendeten Dreischichtplatten ermittelt. Parallel dazu wurde die Holzfeuchte mittels Widerstandsmessung in den Bereichen mit Holzfaser- bzw. Mineralwolledämmung bestimmt. Zum Vergleich dieser experimentellen Verfahren wurde numerisch eine instationäre hygrothermische Bauteilberechnung mittels WUFI® simuliert.

Alle drei Verfahren ergeben plausible Ergebnisse. Aufgrund der maximalen Abweichungen von 2 % untereinander kann davon ausgegangen werden, dass sich der Verlauf der Ausgleichsfeuchte der Dreischichtplatte in einem Bereich zwischen ca. 11 bis 19 % Holzfeuchte bewegt. Somit liegt sie unter der kritischen Grenze von 20 % und stellt theoretisch keine feuchtetechnische Gefahr dar. Nichtdestotrotz muss aber die Feuchtebeständigkeit der Verklebung dabei unbedingt ebenfalls beachtet werden.

Experimental and numerical investigation on the hygrothermal behaviour of flat roof elements made in hollow boxed construc­ tion. Due to their compactness non-ventilated flat roof constructions in wood require deeper knowledge about the construction-physical processes. The wooden roof sheathing below the vapour diffusion tight layer, in particular, runs an increased risk of hygric properties. Studies have shown that an excess of 20 % moisture content during a longer period of time implicates significant consequences, such as moulds, etc. The bonding can be significantly affected at such high moisture contents. For this reason, as part of a research project a measurement technology was installed during the new construction of a two family house and monitored over several years.

For comparative analysis areas with mineral fibrous and soft fibrous insulating material were established. Two experimental and one numerical methods were applied in order to assess the moisture content of the installed three-layer panel.

The first experimental method is based on the calculation of the moisture content from the measured relative humidity in the roof.

For this, the sorption isotherm of three-layer panel used was determined. At the same time, the moisture content was recorded by resistance measurement in the areas with the mineral fibrous and soft fibrous insulating material. A transient hygrothermal calculation using the simulation program WUFI® was carried out for comparison of these experimental methods.

All three methods produce plausible results. Because of the maximum deviation of 2 % of one from another it can be assumed that the fluctuating behaviour of the equilibrium moisture content of the three-layer panel most likely moves in a range between about 11 to 19 % moisture. Thus it is situated below the critical limit of 20 % and does in theory not constitute a risk of hygric properties.

Nevertheless the range of 20 % is quite high, for which reason the moisture resistance of the bond thereby should be noted.

1 Einleitung Seit mehr als zehn Jahren werden im Holzbau verstärkt Flachdachkonstruktionen verwendet. Die Konstruktionsweise im Hohlkastensystem bringt dabei einige Vorteile mit sich. So wird oft mit dem geringeren Eigengewicht gegenüber dem Massivbau argumentiert. Diese Gewichtsabnahme resultiert aus dem einfachen Bauteilaufbau und der geringen Bauteildicke. Diese geringe Bauteildicke erfüllt auch den Wunsch an dünne Gebäudehüllen im urbanen Raum.

Aus diesen Gründen wird vermehrt auf das schlankere nichtbelüftete Flachdach bei der Holzhausbauweise zurückgegriffen. Diese Konstruktion erfordert jedoch erhöhte Anforderungen bei der bauphysikalischen Ausführung. Zudem nimmt mit der Abnahme der Bauteildicke auch die Wärmespeicherkapazität der Gebäudehülle ab, was zu größeren Temperaturschwankungen im Gebäudeinnern führt.

Weitere Vorteile, die eine erhöhte Nachfrage an Flachdächern aus Holz erzielen, sind der hohe Vorfertigungsgrad und die schnelle Bauabwicklung.

Der Einfluss verschiedener Wandaufbauten auf deren Feuchte- und Wärmefluss wurde bereits von Jošcák untersucht [1], [2], [3]. Für Flachdachkonstruktionen ohne Hinterlüftung liegen bisher jedoch nur wenige systematische Untersuchungen vor. Ausgewählte experimentelle und nu-

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merische Untersuchungen des hygrothermischen Verhaltens auf Basis von Freilanduntersuchungen wurden bisher von Teibinger/Nusser, von Minke et al. sowie von Winter et al. durchgeführt [4], [5], [6].

In der vorliegenden Arbeit wurden beim Neubau eines Zweifamilienhauses in der Zentralschweiz Messsensoren in die Flachdachkonstruktion eingebaut, um über mehrere Jahre bauphysikalische Kenngrößen aufzuzeichnen. Die erhaltenen Messwerte wurden mit Simulationen von WUFI® verglichen.

Das Ziel war die Gewinnung von Grundlagen zu den instationären hygrothermischen Vorgängen in nichtbelüfteten Flachdachelementen im Hohlkastensystem. Ergänzend wurde der Einfluss von Holz- und Mineralfaserdämmstoffen geprüft.

2 Ausgangslage: Testobjekt – Erfassung der bauphysikali­ schen Daten im Flachdachelement Das Gebäude wurde in Ibach bei Schwyz 2011 gebaut.

Dabei wurden während der Bauphase Temperatur- und Feuchtesensoren in die Flachdachkonstruktion installiert.

Der untersuchte Bereich des Flachdachs im Hohlkastensystem befindet sich beim Anschluss an die Brandschutzmauer und erstreckt sich von der Mitte des Gebäudes zur

süd-westlichen Außenwand hin und ist in Bild 1 rot gekennzeichnet.

Unterhalb des Messbereichs liegen der Technik- und der Waschraum. Im Bereich des Technikraums ist das Hohlkastenelement im grünen Bereich mit Dämmstoff auf Holzfaserbasis (PAVAFLEX) der Firma PAVATEX® gedämmt (vgl. Bild 1). Der restliche Teil des Hohlkastensystems ist zum Vergleich mit mineralischem Dämmmaterial (SAGLAN) der Firma SAGER® isoliert.

Insgesamt wurden zwei Messlinien, 1 und 2 (vgl. Bild 1, blaue Linien), mit identischer Sensorik eingebaut, um eine gegenseitige Kontrolle zu ermöglichen und zusätzlich bei Ausfall eines Sensors als Ersatz zu dienen. Es wird jeweils an drei Stellen gemessen (vgl. Bild 1, schwarze Linien). Die Messstelle mit der Bezeichnung H liegt im Bereich der Holzfaserdämmung, die Messstelle Mi befindet sich im inneren Bereich der Mineralfaserdämmung und die Messstelle Ma im äußeren Bereich der Mineralfaserdämmung in der Nähe des Übergangs vom Flachdachelement zum Wandelement. Somit ergeben sich sechs Messstellen.

Zwischen den Grenzschichten G sind verschiedene Temperatur- und Luftfeuchtesensoren angebracht. Zudem wird pro Messpunkt die Innenoberflächentemperatur der Dreischichtplatte ermittelt. Zusätzlich zu den in Bild 2 ersichtlichen Messparametern werden das Raumklima im

Bild 1. Links: 3D-Animation des Zweifamilienhauses. Im rot markierten Bereich werden die Messungen zum Wärme- und Feuchtetransport am Flachdach durchgeführt (Quelle: Schuler AG); rechts: Anordnung der beiden Messlinien 1 und 2 sowie die Positionen der einzelnen Messsensoren Fig. 1. Left: 3D-animation of the two family house. The red area shows where the measurements for heat and moisture transport are carried out on the flat roof (source: Schuler AG); right: Arrangement of the two measurement lines 1 and 2, and the positions of the individual measuring sensors

Bild 2. Anordnung der Sensoren über den Querschnitt des Dachaufbaus (Quelle: Schuler AG) Fig. 2. Arrangement of sensors over the cross-section of the roof structure (source: Schuler AG)

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Technik- und Waschraum und das Außenklima an der Südwestseite des Gebäudes aufgezeichnet. Die Auswertung erfolgte nur bei der oberen Dreischichtplatte. In dieser wurde die Holzfeuchte analysiert.

3 Verfahren Bild 3 zeigt, wie anhand von drei verschiedenen Verfahren zur Bestimmung der Materialfeuchte der im Flachdach eingesetzten Dreischichtplatten Theorie und Praxis gekoppelt werden.

Die erste Komponente der experimentellen Verfahren beinhaltet die Erstellung einer Sorptionsisotherme der Dreischichtplatte nach dem Hailwood-Horrobin-Modell (H/H-Modell) [7]. Dessen Algorithmus wird für die Berechnung des Materialfeuchteverlaufs über die im Flachdach gemessenen relativen Luftfeuchten verwendet.

Die zweite Komponente beruht auf der Auswertung von Messwerten, die durch eingebaute Holzfeuchtesonden aufgezeichnet werden. Aufgrund aufgetretener Messfehler wurde zusätzlich noch eine Sensorvalidierung durchgeführt bzw. die Holzfeuchtesonden auf ihre messtechnische Funktionstüchtigkeit geprüft.

Die dritte Komponente ist die numerische Vorgehensweise. Diese umfasst eine instationäre, hygrothermische Bauteilberechnung mittels des Simulationsprogramms WUFI® des Fraunhofer-Instituts für Bauphysik, Holzkirchen/Deutschland [8]. Für eine realitätsgetreue Simulation des Holzfeuchteverlaufs werden objektspezifische Para­meter und Daten benötigt, die mit zusätzlichen Messungen, wie dem Blowerdoor-Test und der Bestimmung der freien Wassersättigung, ermittelt wurden [9]. Zusätzlich wurden lokale Außenklimadaten von der MeteoSchweiz in der Umgebung des Hauses und die Klimadaten im Hausinneren erfasst [10].

Dadurch war die Basis für eine Simulation gegeben.

3.1 Ausgleichsfeuchtebestimmung (erste Komponente) An den im Flachdach verbauten Holzwerkstoffen und an europäischer Fichte (Picea abies L. Karst) wurden die Aus-

gleichsfeuchten bei verschiedenen Klimabedingungen gemessen. Bei den Holzwerkstoffen handelt es sich um industriell hergestelltes Brettsperrholz nach zwei verschiedenen Technologien. Dabei wird das eine System als Dreischichtplatte und das andere als Blockholzplatte (Bezeichnung des Herstellers) bezeichnet. Da die obere Schicht G3 (vgl.

Bild 2) den feuchtetechnisch maßgebenden Bereich darstellt, wird im weiteren Verlauf nur noch die Dreischichtplatte behandelt.

Nach der Materialfeuchtebestimmung wurden die erhaltenen Werte in die Matrizen der entsprechenden Temperaturbereiche eingetragen. Diese Matrizen ermöglichen das Modellieren von verschiedenen Sorptionsisothermen, die Aufschluss über die Feuchteaufnahme der geprüften Materialien geben. Aus den Sorptionsisothermen werden dann Algorithmen gebildet, über welche mittels der herrschenden Temperaturen und der relativen Luftfeuchten im zu untersuchenden Objekt die Materialfeuchte ub bestimmt werden kann (vgl. Bild 4).

Das Hailwood-Horrobin-Modell Das Modell wurde von Hailwood und Horrobin (1946) speziell für die Erklärung der sigmoidschen Form der Sorptionsisotherme von Wasserdampf in Polymeren, hauptsächlich Textilpolymeren, entwickelt. Die Methode wird oft auch für die Beschreibung des Sorptionsverlaufes von Holz verwendet.

1800  α · β · ϕ  Mp  100 + α · β · ϕ 

1800  β · ϕ  Mp  100 − β · ϕ 

U tot = · · (1) +  Utot total sorbiertes Wasser in % Um monomolekular sorbiertes Wasser in % Up polymolekular sobiertes Wasser in % j relative Luftfeuchte in % Mp hypothetisches Molekulargewicht des Holzes a Gleichgewichtskonstante des hydratisierten Holzes b Gleichgewichtskonstante des nichthydratisierten Holzes

Bild 3. Aufbau und Gliederung des bearbeiteten Projektes Fig. 3. Structure and content of the edited project

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3.2 Datenanalyse (zweite Komponente) Durch die im Abschnitt 2 beschriebenen Sensoren in der Grenzschicht 3 werden die relative Luftfeuchte, Tempe­ ratur und außerdem die Materialfeuchte an sechs Mess­ stellen der oberen Dreischichtplatte gemessen. Aus der Luftfeuchte und der Temperatur kann über die erste Komponente die Materialfeuchte ub im Bauteil berechnet werden.

Die gemessene Materialfeuchte ug wird direkt ausgewertet und dargestellt. Dies ermöglicht einen Vergleich mit der berechneten Materialfeuchte ub und eine erste Verifizierung der Daten (vgl. Bild 4).

3.3 Instationäre hygrothermische Bauteilberechnung mit WUFI® (dritte Komponente) Das Programm WUFI® wird hauptsächlich für realitäts­ getreue hygrothermische Simulationen verwendet. Bild 5 zeigt auf, welche Größen für eine hygrothermische Bauteilberechnung notwendig sind und welche Inputgrößen zusätzlich separat bestimmt und/oder ermittelt werden mussten.

Modelle hygrothermischer Quellen Für die Berücksichtigung des Sickerwassers sowie des konvektiven Feuchteeintrages wurden bei der instationären

Bild 4. Ablauf der Datenanalyse Fig. 4. Procedure of the data analysis

Bild 5. Ablauf des Simulationsverfahrens mit WUFI® Fig. 5. Procedure of the simulation method with WUFI®

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hygrothermischen Bauteilberechnung zwei verschiedene Modelle verwendet. Wie stark diese Berechnungsmodelle von WUFI® gewichtet werden sollen, hängt von den eingegebenen Parametern ab, die sich auf Artikel, Studien und Seminarunterlagen des Fraunhofer-Instituts für Bauphysik beziehen [11], [12].

4 Ergebnisse und Diskussion 4.1 Ausgleichsfeuchten und Sorptionsisothermen Diese Funktionen stellen nichtlineare Regressionskurven aus den entsprechenden gemittelten Messwerten an den Positionen 40, 70, 80, 90, 95 und 98 % relativer Luftfeuchte dar und wurden mit Hilfe von Gl. (1) generiert.

Zum Vergleich der ermittelten Werte zeigt der Plot eine allgemeine Vergleichssorptionsisotherme von Holz, die aus Literaturwerten von Simspon [13] berechnet wurde.

Auffällig in Bild 6 ist der sehr ähnliche Verlauf der beiden Sorptionsisothermen der Fichte und des allgemeinen Holzes nach Simspon [13], wobei erstere tendenziell auf einem tieferen Niveau verläuft. An der Kurve der Dreischichtplatte ist die holztypische sigmoidsche Form von Sorptionsisothermen sehr gut erkennbar.

Tabelle 1 zeigt die sich ergebenen und verwendeten Gleichgewichtskoeffizienten und Parameter der Sorptionsisothermen bzw. der Regressionskurven bei verschiedenen Temperaturen. Zusätzlich zeigt sie die einzelnen Standardabweichungen der berechneten Regressionskurven. Bei den Temperaturen 10 °C und 15 °C konnte aufgrund fehlender Messwerte für die Dreischichtplatte mit dem H/H-Modell keine Sorptionsisotherme generiert werden (Leerstellen).

4.2 Datenanalyse Trotz regelmäßiger Kontrolle und Wartung der Installation konnte nicht verhindert werden, dass in den zwei Jahren der Datenerfassung Messdaten verloren gingen. Entsprechend konnten nur die vorhandenen Daten verwendet und ausgewertet werden. Der Zeitstrahl in Bild 7 zeigt die gemessenen bauphysikalischen Parameter mit der jeweiligen Aufzeichnungsperiode auf.

Wie auf dem Zeitstrahl in Bild 7 zu sehen ist, gab es während den Messungen des Innenklimas im Waschraum und der relativen Luftfeuchte und Temperatur in der Flachdachkonstruktion je einen längeren Ausfall, der sich in der Grafik als Lücke zeigt.

Bild 6. Vergleich der Sorptionsisothermen nach H/H-Modell von der Dreischichtplatte mit Literaturwerten von Simpson [13] und europäische Fichte (Picea abies L. Karst) bei 20 °C Lufttemperatur Fig. 6. Comparison of sorption isotherms according to H/H-model of the three-layer panel with literature values of S ­ impson [13] and European spruce (Picea abies L. Karst) at 20 °C air temperature

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Tabelle 1. Verwendete Gleichgewichtskoeffizienten und Parameter für die Sorptionsisothermen bzw. Regressionskurven nach dem H/H-Modell verschiedener Materialien Table 1. Equilibrium coefficients and parameters used for the sorption isotherms, respectively regression curves according to the H/H Model of various materials H/H-Modell Temperatur [°C]

Holztyp

ID

α

β

Mp

sr [%]

10

3-Schichtplatte

1c

–

–

–

–

15

3-Schichtplatte

1c

–

–

–

–

eur. Fichte

1a

8,207

0,773

311,996

2,121

20

3-Schichtplatte

1c

27,303

0,818

382,737

2,209

allg. Holz nach Simpson [13]

–

8,32

0,75

278

0

3-Schichtplatte

1c

46,716

0,724

315,852

0,169

25 α β

Gleichgewichtskonstante des hydratisierten Holzes Gleichgewichtskonstante des nichthydratisierten Holzes

Mp Hypothetisches Molekulargewicht des Holzes sr Standardabweichung der Regressionskurve

Bild 7. Aufzeichnungsperioden der gemessenen Parameter Fig. 7. Recording periods of the measured parameters

4.2.1 Gemessene Holzfeuchte ug In Bild 8 sind die Daten der Messsonden mit plausiblen Messdaten dargestellt. Drei der vier Holzfeuchtesonden haben über die ganze Messperiode Daten aufgezeichnet.

Einzig die Holzfeuchtsonde an der Grenzschicht G3 der Messlinie 1 im Bereich der Holzfaserdämmung H (1‑H‑G3) ist zwischen Ende April und Ende November ausgefallen.

Zudem fällt auf, dass die Holzfeuchtesonden 1‑H‑G3 deutlich höhere Holzfeuchten (anfangs Frühling Werte bis zu 30 %) aufzeigt als die restlichen drei Sonden. Diese erreichen Maximalwerte zwischen 18 und 23 %. Über den ganzen Zeitraum gesehen lieferte die Holzfeuchtesonden 1‑Mi‑G3 die tiefsten und konstantesten Werte. Die Werte der Holzfeuchtesonden an den Positionen 1‑Ma‑G3 und 2‑Ma‑G3 kommen knapp über den Messdaten der Sonde 1‑Mi‑G3 zu liegen, wobei auf der Messlinie 2 tendenziell höhere Holzfeuchten festgestellt werden konnte als auf der Messlinie 1.

Bild 9 zeigt den Verlauf der relativen Luftfeuchte und Temperatur in den Bereichen Holzfaser- und Mineralfaserdämmung innen im Vergleich. Der typische sinusförmige Verlauf deutet darauf hin, dass der Vorgang des Feuchtetransports durch das Flachdach dem Außenklima entspricht. Tiefe Außentemperaturen im Winter führen zu

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hohen relativen Feuchten in der Konstruktion, was ein verzögertes Holzfeuchtemaximum zu Beginn des Frühjahres bewirkt. Im Sommer kann das Flachdach dank hoher Temperaturen nach innen wieder austrocknen, wie das Feuchteminimum Mitte Oktober zeigt. Der Direktvergleich des relativen Luftfeuchteverlaufes in Bild 9 zeigt keinen maßgebenden Unterschied zwischen den Bereichen Holzfaser- und Mineralfaserdämmung innen. Einzig scheint im Bereich der Holzfaserdämmung das Klima, v. a. aber die relative Luftfeuchte, tendenziell ausgeglichener zu sein.

Basierend auf der physikalischen Interaktion zwischen relativer Luftfeuchte und der Ausgleichsfeuchte des Holzes wird aus Bild 9 ersichtlich, dass die gemessene Holzfeuchte 1‑H‑G3 in Bild 8 nicht der Realität entsprechen kann. Aufgrund des ähnlichen Verlaufes der relativen Luftfeuchte und der Temperatur (Bild 9) kann nun aber davon ausgegangen werden, dass das feuchtetechnische Verhalten der Dreischichtplatte beider Bereiche im Verlauf der Zeit ebenfalls nahezu identisch ist. Möglicherweise fällt der Verlauf der Materialfeuchte im Bereich der Holzfaserdämmung sogar etwas flacher, also mit weniger ausgeprägten Extrema, aus, angesichts der geringeren Amplituden der relativen Luftfeuchte. Für den Vergleich der drei verschiedenen Verfahren zur Bestimmung des Feuchte­

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Bild 8. Aufzeichnungen des Holzfeuchteverlaufes durch ­vermutlich intakte Holzfeuchtesonden an verschiedenen Messpositionen Fig. 8. Records of the wood moisture by presumably intact wood moisture probes at different measurement positions

Bild 9. Verlauf des gleitenden Mittelwertes der relativen Luftfeuchte und der Temperatur in der Schicht G3 im Bereich der Holz- und Mineralfaserdämmung innen (1‑Mi‑G3 und 2‑Mi‑G3) der Messlinie 1 im Vergleich Fig. 9. Course of the floating average of the relative humidity and the temperature in the layer G3 in the areas of the mineral fibrous and soft fibrous insulating material (1‑Mi‑Mi‑2‑G3 and G3) of the measuring line 1 in comparison

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gehalts der Dreischichtplatte im Bereich der Holzfaserdämmung wird nun also auf die gemessene Holzfeuchte ug im Bereich der Mineralfaserdämmung innen zurückgegriffen.

4.2.2 Berechnete Holzfeuchte ub In Bild 9 ist ersichtlich, dass die Temperatur im Sommer 2013 deutlich höher ausfiel als im Jahre 2012. Die (temperaturabhängigen) relativen Luftfeuchten der beiden Sommer aber unterscheiden sich im Bereich der Holzfaserdämmung nur unmerklich, während jene im Bereich der Mineralfaserdämmung innen eine kleine Diskrepanz aufweisen.

Diese im Sommer höhere relative Luftfeuchte im Bereich der Holzfaserdämmung könnte auf die unterschiedliche Wasserdampfsorptionsfähigkeit der Dämmmaterialen zurückzuführen sein. So vermag die hygroskopische Holz­ faserdämmung während der kalten Jahreszeit Feuchte zu speichern, was eine Senkung der relativen Luftfeuchte im Winter zur Folge hat. Diese gespeicherte Feuchte wirkt aber im Sommer als zusätzliche Feuchtequelle und hält die relative Luftfeuchte während der Trocknungsphase auf einem höheren Niveau. Dieser Speichereffekt der Holzfaserdämmung bewirkt somit eine aus feuchtetechnischer Sicht Amplitudendämpfung der relativen Luftfeuchte. Aus wärmetechnischer Betrachtungsweise aber nimmt durch die höhere Materialfeuchte die Wärmeleitfähigkeit der Holz­ faserdämmung zu, was zu tieferen Temperaturen in den unteren Schichten des Flachdaches führen kann.

Bild 10 zeigt die aus der relativen Luftfeuchte berechnete Materialfeuchte der Dreischichtplatte im Bereich der

Holzfaserdämmung. Die dafür verwendete Funktion stammt vom H/H-Modell, wobei die verwendeten InputDatensätze der Sorptionsisotherme der gemessenen Dreischichtplatte bei 20 °C Lufttemperatur aus Tabelle 1 entsprechen. Daraus ergibt sich für die Ausgleichsfeuchte in Abhängigkeit der relativen Luftfeuchte Gl. (2).

U tot =

27,3027 · 0,8183 · ϕ  1800  + · 382,737  100 + 27,3027 · 0,8183 · ϕ  +

1800  0,8183 · ϕ  · 382,737  100 − 0,8183 · ϕ 

(2)

mit Utot total sorbiertes Wasser in % j relative Luftfeuchte in % Entsprechend der im Flachdach herrschenden relativen Luftfeuchte fällt eine allgemein eher tiefe Ausgleichsfeuchte aus, die ebenfalls den typischen sinusförmigen Verlauf aufweist. Zudem fällt auf, dass im Winter des zweiten Jahres eine höhere Materialfeuchte resultierte als im ersten Winter. Anhand der verhältnismäßig tieferen Ausgleichsfeuchte im dritten Winter wird sichtbar, dass dies auf einen strengeren Winter mit tieferen Temperaturen zurückgeführt werden kann. Da sich, abgesehen von den Schwankungen aufgrund unterschiedlicher Klimabedingungen, die Extrema der Kurve immer etwa auf derselben Höhe befinden und sich nicht maßgebend voneinander unterscheiden, kann die Annahme getroffen werden, dass sich die Materialfeuchte in der oberen Dreischichtplatte im Flachdach bereits eingependelt hat.

Bild 10. Verlauf des Feuchtegehaltes der Dreischichtplatte im Bereich der Weichfaserdämmung berechnet mit dem ­H/H-Modell Fig. 10. Course of the moisture content of the three-layer panel the area of soft fibrous insulating material according the H/H-model

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4.2.3 Streudiagramm Die innerhalb des Jahres herrschenden relativen Luftfeuchten und Temperaturen können mit Hilfe von sogenannten Streudiagrammen, auch Scatterplots genannt, dargestellt werden. Bild 11 zeigt die relativen Luftfeuchten in Abhängigkeit der Temperaturen ab Frühling 2013 bis und mit Winter 2014. Dabei weist die unterschiedliche Form der Punkte auf die entsprechende Ebene, Schicht G3 und G2, in der Konstruktion hin und die Farben auf die vier Jahreszeiten. Die zusätzlich eingefügte Kurve stellt das Wachstumsmodell nach Hukka/Viitanen [14] dar und zeigt auf, ab welchen klimatischen Verhältnissen die Wachstums­ bedingungen für Schimmelpilze erfüllt sind. Anhand dieser Kurve kann der Anteil an Messwerten, die diese Wachstumsbedingungen erfüllen, berechnet werden und ist als Prozentsatz in Bild 11 vorhanden.

Aus Bild 11 ist erkennbar, dass 14,74 % aller in der Schicht G3 gemessenen Werte oberhalb des Schimmelpilzmodells nach Hukka/Viitanen [14] liegen und somit die klimatischen Bedingungen für das Wachstum von Schimmelpilzen erfüllen. Auffallend ist, dass die Mehrheit der Werte im Frühling und Winter gemessen wurde. Zusätzlich zeigen die Regressionsgeraden durch die beiden Punktewolken, dass in der Schicht G3 mit steigender Temperatur

die relative Luftfeuchte abnimmt, im Gegensatz zur Schicht G2, bei der die Regressionskurve eine zunehmende Tendenz der relativen Luftfeuchte bei steigender Temperatur darlegt. Diese Tendenz der Punktewolke der Schicht G2 stellt einen unvorteilhafteren Verlauf dar, da sich die Regressionsgerade dem Schimmelpilzmodell annähert, während sich jene der Schicht G3 vom Bereich der optimalen Wachstumsbedingungen für Schimmelpilze fortbewegt.

Trotzdem stellt die Bedingung in der Schicht G2 kein Risiko eines Schimmelpilzbefalls dar, zumal die Werte deutlich unterhalb der kritischen Zone liegen.

Der Anteil von 14,74 % erscheint im ersten Moment sehr hoch und wirkt entsprechend Besorgnis erregend. Beachtet man bei der Interpretation dieser Grafik jedoch den zeitlichen Faktor, relativiert sich das Risiko eines Schimmelpilzbefalls in der Schicht beträchtlich. So zeigt das Streudiagramm nicht, welchem Zeitpunkt die Messwerte zuzuordnen sind und somit wie lange die Bedingungen für ein Schimmelpilzwachstum erfüllt sind. Zürcher/Frank [15] sprechen von einer notwendigen relativen Luftfeuchte von 85 % (vgl. Bild 11) über eine Zeitdauer von 2 bis 3 Wochen, bis sich erste Spuren von Schimmelpilzen zeigen [15]. Zusätzlich müssen neben den klimatischen Bedingungen im Flachdach noch weitere Faktoren wie das Vorhandensein von Nährstoffen und pH‑Wert erfüllt sein. In An-

Bild 11. Verteilung der aufgezeichneten relativen Luftfeuchten und Temperaturen in der Schicht G3 und G2 im Bereich der Holzfaserdämmung ab Frühling 2013 bis und mit Winter 2014 und Prozentsatz, der die Wachstumsbedingungen nach Hukka und Viitanen [14] erfüllt Fig. 11. Distribution of the recorded relative humidity and temperature in the layer G3 and G2 in the areas of the mineral ­fibrous and soft fibrous insulating material from spring 2013 up to and including winter 2014 and percentage, that fulfils the conditions for mould growth according Hukka and Viitanen [14]

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Tabellen 2 und 3 sowie Bild 12 sollen zeigen wo, wann und wie die wichtigsten Veränderungen vorgenommen wurden.

In Tabelle 2 sind der Aufbau, die Parameter sowie die Rand- und Anfangsbedingungen zu sehen, die für die einzelnen Simulationen verwendet wurden. Der Aufbau des Flachdachs wird dabei in vier Typen unterteilt, a, b, c und d. Tabelle 3 zeigt, welche Baustoffe für die einzelnen Schichten der vier Typen eingesetzt wurden und welche zusätzlich modifiziert wurden, während Bild 12 die grundlegendsten konstruktiven Unterschiede darlegen. Die Konstruktionsweisen b, c und d ähneln sich stark und unterscheiden sich lediglich in der Modifikation der Materialen, weshalb im Bild auf die Typen c und d an dieser Stelle verzichtet wird.

betracht der Zeit und dieser zusätzlichen Faktoren erscheint es also eher unwahrscheinlich, dass sich im Jahr 2013 erste Sporen von Schimmelpilzen gebildet haben.

Dennoch besteht theoretisch die Möglichkeit eines Befalls und verlangt eine weitere Beobachtung und Einschätzung der Verhältnisse in der Schicht G3 im Flachdach.

4.3 Simulierte Holzfeuchte us Für die einzelnen instationären hygrothermischen Bauteilberechnungen wurde für die iterative Annäherung an eine realitätsgetreue Situation einerseits der Aufbau der Kon­ struktion verändert und andererseits wurden diverse Paramater sowie Rand- und Anfangsbedingungen verwendet.

Tabelle 2. Verwendete Parameter für die einzelnen instationären hygrothermischen Bauteilsimulationen Table 2. Parameters used for each a transient hygrothermal calculation of multi-layer building components Iteration

Bezeichnung

Aufbau

Oberflächenübergangs­ koeffizient αs

ε

ρs.terr.

Anfangs­ bedingungen ϕ

θ

Feuchtequellen

Klima außen

innen

0

Basis

a

0,5

0,95

0,2

80

20

Zürich kalt

EN 15060

nein

1

Aufbau

b

0,5

0,9

0,2

80

20

Zürich kalt

EN 15060

nein

2

Feuchtequellen

b

0,5

0,9

0,2

80

20

Zürich kalt

EN 15060

ja

3

Wärmedämmung

c

0,5

0,9

0,2

80

20

Zürich kalt

EN 15060

ja

4

Oberflächenkoeffizient

c

0,65

0,9

0,2

60

20

Zürich kalt

EN 15060

ja

5

freie Wassersättigung

d

0,65

0,9

0,2

60

20

Zürich kalt

EN 15060

ja

6

Klima-Endsimulation

d

0,65

0,9

60

20

Altdorf

Heizraum

ja

αs kurzwellige Strahlungsabsorptionszahl ε langwellige Strahlungsemissionszahl ρs.terr. terrestrischer kurzwelliger Reflexionsgrad

0,2 ϕ θ

relative Luftfeuchte in % Temperatur in °C

Tabelle 3. Die vier verwendeten Aufbauten für die instationären hygrothermischen Bauteilberechnungen Table 3. The four structures used for the transient hygrothermal calculation of multi-layer building components Schichtnr.

a

b

c

d

1

Substrat

Substrat

Substrat

Substrat

2

Dampfsperre (sd = 1500 m)

Dampfsperre (sd = 250 m)

Dampfsperre (sd = 250 m)

Dampfsperre (sd = 250 m)

3

–

Dampfsperre (sd = 180 m)

Dampfsperre (sd = 180 m)

Dampfsperre (sd = 180 m)

4

Dreischichtplatte

Dreischichtplatte

Dreischichtplatte

Dreischichtplatte

5

Pavaflex (IBP)

Pavaflex (IBP)

PAVAFLEX (PAVATEX)

PAVAFLEX (PAVATEX)

6

Pavaflex (IBP)

Pavaflex (IBP)

PAVAFLEX (PAVATEX)

PAVAFLEX (PAVATEX)

7

Weichholz

Blockholz (Schuler)

Blockholz (Schuler)

Blockholz (Schuler)

modifiziert

Bild 12. Darstellung der verwendeten Konstruktionsweisen für die instationäre hygrothermische Bauteilberechnung; Aufbau b, c und d verfügen über zwei Schichten Dampfsperre mit einem geringeren sd-Wert als der Aufbau a Fig. 12. Representation of the construction methods used for the transient hygrothermal calculation of multi-layer building components; composition b, c and d include two layers of vapor barrier with a lower sd-value than composition a

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Iteration 0 – Basis Die erste instationäre hygrothermische Bauteilberechnung stellt die Ausgangssimulation dar und wurde während der Planungsphase des Gebäudes vom zuständigen Bauunternehmen durchgeführt. Jegliche Materialkennwerte basieren auf dem Datensatz des Fraunhofer-Instituts für Bauphysik und die meisten Rand- und Anfangsbedingungen wurden so belassen, wie die Grundeinstellung des Simulationsprogramms diese vorgibt. Lediglich die Klimabedingungen und die Oberflächenfarbe der obersten Schicht bzw. die kurzwellige Strahlungsabsorptionszahl as wurden den Verhältnissen in Ibach bei Schwyz angepasst. Die simulierte Ausgleichsfeuchte der Dreischichtplatte erreichte im Frühjahr 2014 einen Maximalwert von über 25 %.

Iteration 1 – Aufbau Der erste Iterationsschritt umfasst die Anpassung des Aufbaus, respektive die Modifizierung der Dampfsperre und der Blockholzplatte. In dieser, wie in der Basissimulation, wurde ohne das spezifische Gründachmodell gerechnet, was die fehlende Feuchtequelle erklärt. Der Einfluss des veränderten Aufbaus ist nur sehr gering und deshalb resultiert lediglich im ersten Winter/Frühjahr nach der Errichtung des Gebäudes eine unmerklich tiefere Holzfeuchte, dessen Differenz aber während dem folgenden Sommer/ Herbst wieder egalisiert wird.

Iteration 2 – Feuchtequellen Der Aufbau der zweiten Iteration entspricht jenem der ersten, berücksichtigt aber zusätzlich noch die hygrothermische Quelle im Substrat [12] und das „Dampfkonvektionsmodell“ [11]. Der Einfluss der zusätzlichen Feuchtequellen wird erst in Kombination mit der Änderung der Wärmedämmschicht im nächsten Iterationsschritt und des Klimas im letzten Schritt geltend. Grund dafür sind die Abhängigkeit der Feuchtequelle im Substrat vom Niederschlag und die sich unterscheidenden Feuchtespeicherfunktionen des Dämmstoffes der beiden verwendeten Datensätze (Fraunhofer-Institut und PAVATEX®).

Iteration 3 – Wärmedämmung Iterationsnummer drei beinhaltet den Austausch des Datensatzes der Wärmedämmung des Fraunhofer-Instituts für Bauphysik durch den aktuelleren von PAVATEX®. Die sich einstellende Holzfeuchte unterscheidet sich maßgebend von der vorigen Simulation. Die maximale Differenz beträgt über 5 % Holzfeuchte und entscheidet darüber, ob sich die Materialfeuchte unter- oder oberhalb der Wachstumsgrenze für Schimmelpilze bewegt.

Iteration 4 – Oberflächenkoeffizient Der vierte Iterationsschritt bezieht sich auf die Oberflächenkoeffizienten sowie auf die Anfangsbedingungen im Flachdach. Diese Berechnungsparameter beeinflussen den Verlauf der Berechnung wesentlich und bergen somit die ausschlaggebendste Fehleranfälligkeit für schnelle und nicht durchdachte Simulationen von Bauteilen.

Iteration 5 – freie Wassersättigung Die Anpassung der freien Wassersättigung bei der Wärmedämmung nimmt keine bedeutsame Rolle ein. Grund ist der Verlauf der relativen Luftfeuchte aus Bild 13, welcher

bei der Simulation zu keinem Zeitpunkt 85 % relative Luftfeuchte überschreitet. Läge diese über 90 %, wie es in der Realität oftmals der Fall ist, wäre der Einfluss in Anbetracht der von WUFI® verwendeten Feuchtespeicherfunktion um einiges größer, da diese ab diesem Punkt exponentiell zu steigen beginnt, ähnlich dem Verlauf jener in Bild 6.

Iteration 6 – Klima (Endsimulation) Der letzte Schritt dieser mehrstufigen Annäherung der hygrothermischen Bauteilberechnung an die Realität ist die Abstimmung der Wetterdaten mit dem Klima der letzten zwei Jahren in Ibach. Bis anhin wurde der Datensatz „Zürich kalt“ des Fraunhofer-Instituts verwendet. Mit dem nach dem Klima in CH-6460 Altdorf generierten Klimadaten er­ reicht die Materialfeuchte der Dreischichtplatte zusätzlich tiefere Werte und nähert sich somit bis auf 2 % der nach dem H/H-Modell berechneten Materialfeuchte an (vgl.

Bild 14).

5 Vergleich der Verfahren 5.1 Ergebnisse im Vergleich und Diskussion Die Bestimmung der Materialfeuchte der Dreischichtplatte in der Schicht G3 über die relative Luftfeuchte mit Hilfe des H/H-Modells, die Messung mittels eingebauter Holzfeuchtesonden und die instationäre hygrothermische Bauteilberechnung anhand des Simulationsprogramms WUFI® ermöglichen nun eine Einschätzung über die Feuchte­ verhältnisse in der oberen Dreischichtplatte im Flachdach des Zweifamilienhauses in Ibach. Der Direktvergleich in Bild 14 zeigt, dass alle drei Verfahren einen ähnlichen Verlauf ergeben haben. Die größte Differenz mit etwas über 2 % Holzfeuchte zeigt sich im Sommer des Jahres 2013 zwischen der gemessenen und der berechneten Materialfeuchte. Der Verlauf der simulierten Materialfeuchte nimmt eine Position zwischen den anderen beiden messwertbasierten Holzfeuchten ein und kommt in etwa deren Durchschnitt gleich.

Eine Festlegung auf einen dieser Verläufe, welcher am ehesten der realen Situation im Flachdach entspricht, ist jedoch nicht möglich. Alle drei Verfahren scheinen auf ihre Art und Weise plausible Ergebnisse zu liefern, weisen aber auch in ihrer Funktionsweise über kleine Ungenauigkeiten und Verfehlungen auf. So entspricht die gemessene Holzfeuchte nicht der sich einstellenden Ausgleichsfeuchte der Dreischichtplatte im Bereich der Holzfaserdämmung, sondern jener im Bereich der Mineralfaserdämmung innen.

Grund sind die defekten Holzfeuchtesonden im Bereich der Holzfaserdämmung. Obwohl Bild 9 zeigt, wie ähnlich die klimatischen Verhältnisse in den beiden Bereichen sind, ist festzustellen, dass die Holzfaserdämmung durch ihre Fähigkeit als Feuchtepuffer einen gleichmäßigeren Verlauf der relativen Luftfeuchte und somit tiefere Maxima mit sich bringt. Die in Bild 14 dargestellte gemessene Holzfeuchte ug kann also als tendenziell zu hoch interpretiert werden. Zusätzlich sprechen die Ergebnisse einer durchgeführten Sensorvalidierung gegen vertrauenswürdige Messwerte durch die Holzfeuchtesonden. Auch wenn in diesem Fall der Verlauf der Ausgleichsfeuchte zu stimmen scheint, muss letzten Endes mit einer messtechnischen Abweichung nach Herstellerangaben gerechnet werden.

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Bild 13. Die entsprechende relative Luftfeuchte der End­simulation der iterativen Näherung im Vergleich mit der g­ emessenen Luftfeuchte der Schicht G3 im Bereich der Weichfaserdämmung Fig. 13. The corresponding relative humidity of the end simulation of the iterative approximation in comparison with the measured humidity of the layer G3 in the area of the soft fibrous insulating material

Auch die berechnete Ausgleichsfeuchte ub mit dem auf die Dreischichtplatte abgestimmten H/H-Modell darf nicht als komplett fehlerfrei betrachtet werden. So wird bei der Berechnung des Holzfeuchteverlaufs der Einfluss der Temperatur vernachlässigt. Trotz der scheinbar unwesentlichen Auswirkung einer Temperaturänderung auf die Sorptionsisothermen von Holz, wie zum Beispiel das Modell von Keylwerth [16] zeigt, nimmt die Ausgleichsfeuchte mit sinkender Temperatur geringfügig zu. Der Verlauf der berechneten Holzfeuchte ub basiert lediglich auf der Sorptionsisotherme bei einer Temperatur von 20 °C. Im Abgleich mit dem Temperaturverlauf wird aber sichtbar, dass sich der Jahresmittelwert im Bereich um 13,5 °C aufhält und somit die berechnete Ausgleichsfeuchte nach dem H/H-Modell bei 20 °C als tendenziell zu tief interpretiert werden darf. Zudem resultiert die Materialfeuchte dieses Verfahrens direkt aus der relativen Luftfeuchte, ohne eine Berücksichtigung der trägen Transport- und Speichervorgänge von Wasser im Holz, die eine amplitudendämpfende Phasenverschiebung nach sich ziehen.

Die instationäre hygrothermische Bauteilberechnung mit WUFI® ist das am schwierigsten nachvollziehbare Verfahren. Der iterative Näherungsversuch zeigt, dass die et­ lichen verwendeten Materialkennwerte, ‑parameter und Rand- sowie Anfangsbedingungen eine eminente Fehleranfälligkeit bei mangelnder Kenntnis (bezüglich des Simulationsprogramms) bergen. Kleinste Abweichungen können

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somit kumuliert aber auch einzeln den Verlauf der Simulation verfälschen. Dieser Mangel an Transparenz erschwert das Isolieren von Fehlerquellen, die schlussendlich die Ergebnisse maßgebend affektieren können. Dies zeigt, dass eine korrekte Handhabung und gute Kenntnisse erforderlich sind.

Aufgrund der relativ guten Übereinstimmung der Ergebnisse aller drei Verfahren kann davon ausgegangen werden, dass sich der Verlauf der Ausgleichsfeuchte der Dreischichtplatte mit großer Wahrscheinlichkeit in einem Bereich zwischen ca. 11 % im Sommer bis 19 % Holzfeuchte im Winter bewegt. Somit liegt sie unter der kritischen Grenze von 20 % und stellt theoretisch keine feuchtetechnische Gefahr dar. Nichtdestotrotz muss aber die Feuchte­ beständigkeit der Verklebung dabei unbedingt ebenfalls beachtet werden.

5.2 Ausblick Wie sich der Verlauf der Materialfeuchte der oberen Dreischichtplatte in Zukunft entwickeln wird, ist relativ schwierig zu beurteilen. Die gemessene und berechnete Materialfeuchten zeigen durch den Verlauf der Kurve keine klare Tendenz einer zyklischen Auffeuchtung im Flachdach.

Dabei bietet das Messverfahren mit den Holzfeuchtesonden gar keine Möglichkeit einer Prognose, während das Verfahren mit dem H/H-Modell durch eine sinusförmige

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Bild 14. Direktvergleich der nach dem H/H-Modell berechneten und mit dem WUFI® simulierten Materialfeuchte der ­Dreischichtplatte mit der gemessenen Materialfeuchte im Bereich der Mineralfaserdämmung Fig. 14. Direct comparison of the moisture content of the three-layer panel according to the H/H-model and the values ­simulated with WUFI® with the measured moisture content in the area of the mineral fibrous insulating material

Exponentialfunktion nur bedingt den weiteren Verlauf der Holzfeuchte zu beschreiben vermag. Die instationäre hy­ grothermische Bauteilberechnung mit WUFI® jedoch bietet eine gute Möglichkeit, Vorhersagen über die Feuchteentwicklung im Flachdach zu konstruieren. Einzig die für die Zukunft verwendeten Klimabedingungen stellen eine Unsicherheit dar und können das Ergebnis der Simulation maßgebend beeinträchtigen. Dennoch wurde eine solche Prognose erstellt. Diese zeigt, dass sich die Ausgleichsfeuchte der Dreischichtplatte auf einem Niveau unterhalb von 18 % Holzfeuchte einpendelt.

Solche Prognosen, auch mit WUFI®, basieren jedoch immer auf Annahmen und ziehen gezwungenermaßen eine gewisse Unsicherheit nach sich. Aus diesem Grund kann lediglich im Verlauf der nächsten Jahre mit Sicherheit gesagt werden, wie sich der Verlauf der Ausgleichsfeuchte entwickelt und auf welchem Niveau diese sich einpendeln wird. Die Datenüberwachung müsste aus diesem Grund über einen noch längeren Zeitraum erfolgen, weshalb weitere Messungen in Planung sind.

Danksagung Das Projekt wurde vom Fonds zur Förderung der Waldund Holzforschung Schweiz gefördert. Ein großer Dank ist an die Firmen Pius Schuler AG und PAVATEX® SA für die gute Zusammenarbeit zu richten.

Literatur [1] Jošcák, M., Bächle, F., Sonderegger, W., Niemz, P., Plagge, R.: Vergleichende Untersuchungen zum optimierten Wärmeschutz in unterschiedlichen Holzbausystemen. ETH Zürich, Zürich, 2008.

[2] Jošcák, M., Niemz, P., Bächle, F., Sonderegger, W., Sanabria, S.: System Appenzellerholz. ETH Zürich, Zürich, 2010.

[3] Jošcák, M., Sonderegger, W., Niemz, P., Holm, A., Krus, M., Großkinsky, Th., Lengsfeld, K., Grunewald, J., Plagge, R.: Vergleichende Untersuchungen zum Feuchte- und Wärmeverhalten unterschiedlicher Holzbauelemente. Bauphysik 33 (2011), H. 5, S. 287–298.

[4a] Nusser, B., Teibinger, M., Bednar, T.: Messtechnische Analyse flachgeneigter hölzerner Dachkonstruktionen mit Sparrenvolldämmung – Teil 1: Nicht belüftete Nacktdächer mit Folienabdichtung. Bauphysik 32 (2010), H. 3, S. 132–143.

[4b] Nusser, B., Teibinger, M., Bednar, T.: Messtechnische Analyse flachgeneigter hölzerner Dachkonstruktionen mit Sparrenvolldämmung – Teil 2: Nicht belüftete, extensiv begrünte Dächer mit Zellulose- und Mineralwolledämmung. Bauphysik 32 (2010), H. 4, S. 219–225.

[4c] Nusser, B., Teibinger, M., Bednar, T.: Messtechnische Analyse flachgeneigter hölzerner Dachkonstruktionen mit Sparrenvolldämmung – Teil 3: Hinterlüftete und nicht hinterlüftete Metalldächer. Bauphysik 32 (2010), H. 5, S. 288–295.

[5] Minke, G., Otto, F., Gross, R.: Ermittlung des Wärmedämmverhaltens von Gründächern. Kassel, 2009.

[6] Winter, S., Fülle, C., Werther, N.: Experimentelle und numerische Untersuchung des hygrothermischen Verhaltens von

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flach geneigten Dächern in Holzbauweise mit oberer dampfdichter Abdichtung unter Einsatz ökologischer Bauprodukte zum Erreichen schadensfreier, markt- und zukunftsgerechter Konstruktionen. Holzkirchen: Fraunhofer IRB Verlag 2009.

[7] Hailwood, A., Horrobin, S.: Absorption of water by polymers. Analysis in terms of a simple model. Trans. Farady Soc., Nr. 42B:84–92 (1946), pp. 94–102.

[8] Fraunhofer-Institut für Bauphysik (IBP): WUFI® Pro 5.2.

München: Fraunhofer-Gesellschaft zur Förderung der angewandten Forschung e. V., 2013.

[9] DIN EN 13829:2001-02 Wärmetechnisches Verhalten von Gebäuden – Bestimmung der Luftdurchlässigkeit von Gebäuden – Differenzdruckverfahren.

[10] B. f. M. u. K. MeteoSchweiz, IDEWEB, Zürich: Eidgenössisches Departement des Innern (EDI), 2014.

[11] Zirkelbach, D., Künzel, H., Schafaczek, B., Borsch-Laaks, R.: Dampfkonvektion wird berechenbar – Instationäres Modell zur Berücksichtigung von konvektivem Feuchteeintrag bei der Simulation von Leichtbaukonstruktionen. Berlin, 2009.

[12] Schafaczek, B., Zirkelbach, D., Künzel, H.: Ermittlung von Materialeigenschaften und effektiven Übergangsparametern von Dachbegrünungen zur zuverlässigen Simulation der hy­ grothermischen Verhältnisse in und unter Gründächern bei beliebigen Nutzungen und unterschiedlichen Standorten.

Fraunhofer-Institut für Bauphysik, Holzkirchen, 2013.

[13] Simpson, W.: Predicting equilibrium moisture content of wood by mathematical models. WOOD AND FIBER 5 (1973), No. 1, pp. 41–49.

[14] Hukka, A., Viitanen, H.: A mathematical model of mould growth on wooden material. Wood Science and Technology 33 (1999), No. 6, pp. 475–485.

[15] Zürcher, C., Frank, T.: Bauphysik – Bau & Energie, 3. Aufl.

Zürich: vdf Hochschulverlag AG, 2010.

[16] Keylwerth, R.: Hochtemperatur-Trockenanlagen. Holz als Roh- und Werkstoff, Bd. 10, 1952.

Autoren dieses Beitrages: Federico Gariglio, BSc, Thomas Schnider, BSc, Prof. Dr.-Ing. habil. Dr. h. c. Peter Niemz ETH Zürich, Institut für Baustoffe, Holzphysik Stefano Franscini Platz 3, CH-8093 Zürich Dr. Karim Ghazi Wakili EMPA, Bautechnologien Überlandstr. 129, CH-8600 Dübendorf Dipl. Forstw. (Univ.) Volker Brombacher PAVATEX SA, Leiter Technologiecenter Route de la Pisciculture, CH-1701 Fribourg

Aktuell Trittschalldämmung und Schwingungs­ isolierung im Musiktheater Linz 2013 erhielt das Landestheater Linz seine neue, langersehnte Spielstätte: das Musiktheater am Volksgarten. Nach vier Dekaden politischer Debatten rund um den Kulturbau wurde dieses Zuhause der Oper/Operette, des Balletts, der neugegründeten Musicalsparte und des Bruckner Orchesters Linz nach vierjähriger Bauzeit am 11. April 2013 eröffnet.

Das modernste Opernhaus Europas mit technischen, architektonischen und ökologischen Qualitäten und beachtlichem Publikumskomfort wurde nach einem Entwurf Terry Pawson, London von ArchitekturConsult ZT GmbH und Archinauten realisiert.

In diesem Neubau des Musiktheaters an der Blumau setzt die Stadt Linz die Tradition fort, dem Publikum alle verfügbaren Werke des Opernrepertoires zeigen zu können.

Das Gebäude, direkt am Volksgarten gelegen, misst 162 m Länge, bis zu 82 m Breite und ist 26 m hoch. Bühnen, Säle, Proberäume und Büroräume sind in 5 oberirdischen und 2 unterirdischen Stockwerke untergebracht. 300 Stellplätze in den beiden unteren Etagen, die unmittelbare Nähe zum Hauptbahnhof und zu den Autobahnanschlüssen sowie die Mini-U-Bahn direkt vor der 60 m langen und 10 m hohen Glasfassade des Foyers sichern eine komfortable Anund Abreise. Die Faszination des Thea-

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ters beginnt aber im Zuschauerraum: ­ roßer Saal – bis zu 1.200 Sitzplätze, G BlackBox – bis zu 270 Sitzplätze, ­BlackBoxLounge – bis zu 150 Sitzplätze, Orchestersaal – bis zu 200 Sitzplätze, FoyerBühne – variable Sitzplätze.

Bei der Planung und Realisierung waren die Gegebenheiten am Standort zu berücksichtigen: der Streckenverlauf der im Jahr 2005 erbauten Mini-U-Bahnlinie mit Tag- und Nachtbetrieb führt unter­ irdisch direkt am Neubau entlang. Die Erschütterungen aus den bis zu 40 t schweren Schienenfahrzeugen wurden durch geeignete Maßnahmen minimiert. In Zusammenarbeit mit dem Planungsbüro … wurde von Berleburger Schaumstoffwerke GmbH BSW, Bad Berleburg ein Konzept für die Schwingungsisolierung mit Übertunnelung der Bahnlinie und für die Außenwände des Gebäudes entwickelt.

Schwingungsisolierung Die Lösung sah Regupol PL für die vertikale Schwingungsisolierung vor. Durch die Entkopplung mit Hilfe des plattenförmigen, weichen Elastomers wird sichergestellt, dass eine Beeinträchtigung des Konzertbetriebes durch Erschütterungen aus dem Fahrbetrieb der U-Bahnlinie ausgeschlossen ist. Die aus PU-gebundenen Gummifasern hergestellten, 50 mm dicken Dämmmatten wurden auf die zuvor vorbereiteten Betonflächen geklebt. Die anschließend verlegten Noppenbahnen auf die Regupol-Platten bzw. zusätzlichen Wärmedämmplatten an der

Gebäudeaußenwand schützen die erdberührten Bauteile vor Feuchtigkeit.

Trittschalldämmung Der Neubau verfügt über Werkstätten zur Anfertigung der Dekorationen und Kostüme. Die schalltechnischen Anforderungen für den an den Konzertsaal angrenzenden Werkstattbereich mit ­hohen statischen und dynamischen ­Lasten wurden spezifiziert und in eine Konzept umgesetzt (BSW und FRANNER LÄRMSCHUTZ HandelsgesmbH, Wien), die monolithisch hergestellten Estrichplatten der Tischlerei, Schlosserei, Tapezierwerkstatt, Requisite und des Malersaals wurden zur Reduzierung der Trittschallübertragung auf Regupol BA Estrichdämmbahnen eingebracht. Für den Einsatz dieser Elastomerbahnen mit bauaufsichtlicher Zulassung sprechen minimale Zusammendrückbarkeit, hohes Rückstellvermögen, hohe Tragfähigkeit und ein Trittschallverbesserungsmaß von 26 dB. Außerdem wurden die im Musiktheater vorhandenen Verkehrswege für Gabelstapler mit Regupol XHT schalltechnisch isoliert.

Weitere Informationen: BSW Berleburger Schaumstoffwerk GmbH, Herr Albrecht Rieger Am Hilgenacker 24, 57319 Bad Berleburg Tel. +49(0)2751/803-154 Fax +49(0)2751/803-109 a.rieger@berleburger.de www.berleburger.com

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Fachthemen Małgorzata Wysocka Jan Antoni Rubin

DOI: 10.1002/bapi.201510004

Radonmessungen in Wohngebäuden im Rybniker Kreis Im Artikel werden die Ergebnisse der Radonkonzentrationsuntersuchungen in Wohngebäuden in Rybnik/Polen und Umgebung ­beschrieben. Bei den Messungen, die in einigen Kampagnen in den Jahren 2005 bis 2009 durchgeführt wurden, wurde die passive Messmethode angewandt und die Spurdetektoren der Alpha-Teilchen genutzt. Es wurden 122 Messungen in den Kellerräumen und jeweils im Erdgeschoss in 59 Gebäuden vorgenommen. Die Expositionszeit der Detektoren betrug 2 bis 6 Monate. Der Bereich der gemessenen Radonkonzentrationen betrug von 10 ± 10 bis 390 ± 40 Bq/m³ im Erdgeschoss und von 20 ± 10 bis 740 ± 50 Bq/m³ in den Kellerräumen. Arithmetische Mittelwerte der Messungen betrugen entsprechend 80 Bq/m3 im Erdgeschoss sowie 138 Bq/m3 in den Kellerräumen und waren höher als die Mittelwerte, die für das gesamte Gebiet Polens und für das Schlesische Kohlerevier (GZW) berechnet wurden.

Radon measurements in dwellings in Rybnik Borough. In this paper a results of radon measurements in dwellings in the area of Rybnik city (Southern Poland, Upper Silesia) and its vicinity are presented. Measurements have been performed within several campaigns in the period 2005 to 2009. For this purpose solid state nuclear track detector (SSNTD) were applied, a passive method for measurements of radon gas concentration. The total number of measurements was 122 in basements and ground floor dwellings of 59 buildings. The exposure time of the detectors varied from 2 to 6 months. The range of measured radon concentrations was within 10 ± 10 to 390 ± 40 Bq/m3 at the ground floor level and from 20 ± 10 to 740 ± 50 Bq/m3 in the basements. The average ­values of measured concentration were as follows: 80 Bq/m3 for ground floor dwellings and 138 Bq/m3 for basements. These ­values are higher than the average values for Poland as well as for the ­Upper Silesian Coal Basin (USCB).

1 Radon – Einführung Unter etwa 50 natürlichen radioaktiven Isotopen, die in der Natur vorkommen, gibt es auch Isotope in Gasform, d. h. Radonisotopen. Die Halbwertszeit der Isotope hat wesentliche Bedeutung für die Möglichkeit ihrer Verbreitung in der natürlichen Umwelt. Wenn es um den radiologischen Schutz geht, ist Radon Rn-222 am wichtigsten, das Edelgas mit der längsten Halbwertszeit, nämlich 3 Tage, 19 Stunden und 48 Minuten (Zerfallskonstante l = 7,55 ∙ 10–3 ∙ h–1). Radon Rn-222 stammt direkt aus dem am meisten verbreiteten Radisotop Ra-266. Die radioaktiven

Tabelle 1. Radon und seine kurzlebigen Zerfallsprodukte Table 1. Radon and its short-living decay products Isotop

Zerfalls­ typ

Halbwertszeit T1/2 [h]

Zerfalls­ konstante l [h–1]

Anzahl der Atome pro 1 Bq

Rn-222

a

91,8

0,00755

476000

Po-218

a

0,0508

13,6

260

Pb-214

b

0,447

1,55

2300

Bi-214

b

0,328

2,11

1700

Po-214

a

4,56 · 10–8

1,53 · 107

2,4 · 10–4

Eigenschaften von Radon Rn-222 und seiner Zerfallsprodukte sind in Tabelle 1 gemäß [11] dargestellt.

Während des Zerfalls von Radon Rn-222 wird α-Strahlung emittiert. Diese wird aus den positiven Helium-Ionen He2+ gebildet. In der Luft überschreitet ihre Reichweite 7 cm nicht. Radon als Edelgas ist wenig ­toxisch, schädlich sind jedoch seine Zerfallsprodukte. Die Hauptquelle von Radon in der Natur ist Felsgestein im Untergrund.

Radium Ra-226, Mutterelement von Radon Rn-222, tritt in unterschiedlichen Mengen in allen mineralischen Baustoffen sowie in Böden und Fels auf. Radon, das in der sogenannten ventilierten Luft von Wohngebäuden vorhanden ist, ist das Atom jenes Elements, das aus den Mineralstrukturen und -poren im Boden und Fels freigesetzt wurde, auf dem das Gebäude gebaut wird, und nur im geringen Grad aus den Baumaterialien. Die weltweit und in Polen geführten Untersuchungen zeigen, dass Menschen in Wohngebäuden in manchen Fällen einer Strahlendosis ausgesetzt sein können, die nicht kleiner ist als untertage in Bergwerken.

1.1 Radon – Wirkung auf Organismen und rechtliche Regelungen Die Tatsache, dass die ionisierte Strahlung eine schädliche Wirkung auf lebendige Organismen ausübt, ist seit vielen Jahren bekannt. Es wird angenommen, dass der Gesamtwert der effektiven Dosis ionisierter Strahlung pro Einwohner in Polen 3,35 mSv beträgt. Der Anteil von Radon an diesem Wert beträgt 40,6 % [15]. Der Mensch ist der Wirkung von Radon und seinen Zerfallsprodukten beim

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Aufenthalt in geschlossenen und schwach ventilierten Räumen ausgesetzt. Deshalb sind Bergleute untertage, insbesondere in Uranbergwerken, hohen Radonkonzentrationen und seinen Zerfallsprodukten ausgesetzt [6], [8], [18], [19]. Die Folge ist ein erhöhtes Risiko an Lungenkrebs und anderen Krankheiten der oberen Atemwege zu erkranken.

Die Dosis, der ein Organismus ausgesetzt ist, hängt von vielen Umwelt- und individuellen Faktoren ab. Zu den wesentlichen gehören die Kernzersetzung von Sprays, die Atmungsart und die Lungengröße [10].

Weltweit geführte Untersuchungen haben gezeigt, dass auch die Radonexposition in Wohngebäuden zu erhöhtem Risiko der Erkrankung an Lungenkrebs beiträgt [12], [17].

Es gibt aber auch Literaturquellen, die den Zusammenhang zwischen der Radonlast in Gebäuden und dem erhöhten Risiko der o. g. Erkrankungen nicht bestätigen [2].

Obwohl immer wieder über die Zusammenhänge zwischen der Radonexposition in Wohngebäuden und dem Risiko der Lungenkrebserkrankung diskutiert wird, gilt beim radiologischen Schutz das Prinzip der bestmöglichen Risikosenkung. Der 1998 in den USA vom National Research Council veröffentlichte Bericht stellt eindeutig fest, dass Radon eine indirekte Ursache von Lungenkrebs ist und dass bei der Risikobeurteilung das schwellenlose Linienmodell angewendet werden soll [9]. Es wurde der Zusammenhang bestätigt, dass die kanzerogenen Elemente, d. h. Rauchen und Radon, das Risiko von Lungenkrebs erhöhen. Außerdem wurde eingeschätzt, dass etwa 33 % der Lungenkrebsfälle vermieden werden können, wenn die Radonkonzentration in Gebäuden und an Arbeitsstätten den Wert 150 Bq/m3 – also den von der amerikanischen Agentur für Umweltschutz empfohlenen Wert – nicht überschritten werden.

Der Rat der Europäischen Union hat die neue Richtlinie 2013/59/Euratom vom 5. Dezember 2013 zur Festlegung grundlegender Sicherheitsnormen für den Schutz vor den Gefahren einer Exposition gegenüber ionisierender Strahlung und zur Aufhebung der Richtlinien 89/618/Euratom, 90/641/Euratom, 96/29/Euratom, 97/43/Euratom und 2003/122/Euratom veröffentlicht [16]. Die Radonaussetzung in geschlossenen Räumen (Wohngebäude und Arbeitsstellen) wird danach als Situation der vorhandenen Aussetzung betrachtet. Das Bezugsniveau (Referenzniveau) der jährlichen Durchschnittskonzentration von Radon wird mit nicht höher als 300 Bq/m3 benannt. Je nach den Bedingungen im Land ist es möglich diesen Wert zu ändern. Um langfristige Radonexposition in Wohnungen, Gebäuden und an Arbeitsstätten zu betrachten, wird nach [16] ein Staatlicher Wirkungsplan (Radonplan) erarbeitet.

Die Mitgliedsstaaten können über die rechtlichen Regelungen entscheiden, indem sie spezifische lokale geologische Bedingungen berücksichtigen, die das Niveau der natürlichen Strahlungsursache beeinflussen.

innen und außen, verursacht durch den Temperaturunterschied (Schornsteineffekt) sowie durch Wind, Niederschlag und Luftdruck. Das Eindringen des Radons erfolgt durch Fugen, Risse und Installationsöffnungen sowie undichte Stellen in Fundamentstreifen und -platten. In den Bildern 1 bis 4 werden die Migrationswege von Radon im Baugrund sowie des Eindringens in das Gebäudeinnere und potentielle Radonquellen im Bauobjekt dargestellt (schematisch).

Bild 1. Migrationswege von Radon im Baugrund, nach [21] Fig. 1. Migration pathways of radon in the ground, after [21]

Bild 2. Hauptquellen von Radon im Gebäude, nach [7], [13] Fig. 2. Main sources of radon in buildings, after [7], [13]

1.2 Radonmigration in der geologischen Umwelt, Eindringen in Gebäude Die Hauptquelle von Radon in Gebäuden sind Boden und Fels des Baugrundes. Das Eindringen von Radon in die ventilierte Luft der Wohnungen erfolgt sowohl infolge der freien molekularen Atomdiffusion vom Boden als auch infolge des Saugeffekts aus dem Druckunterschied zwischen

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Bild 3. Transport von Radon in Festkörpern, nach [10], [14] Fig. 3. Radon transport in solid materials, after [10], [14]

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Bild 4. Schema des Eindringens von sogenanntem äußeren Radon ins Gebäude, nach [5], [7] Fig. 4. The pathways of radon migration into buildings, after [5], [7]

Die Radonkonzentration in der Luft in geschlossen Räumen hängt von vielen Elementen ab, unter anderem vom technischen Zustand des Gebäudes, vom Niveau des Luftwechsels, von den Gewohnheiten der Einwohner usw. Deshalb bilden die langfristigen Messungen (von 3 bis 12 Monate) in Wohngebäuden eine sichere Grundlage für die Beurteilung, welcher Radondosis die Einwohner ausgesetzt sind.

1.3 Radonkonzentration in Gebäuden im Oberschlesischen Kohlerevier Die mittlere Radonkonzentration für das Gebiet des Oberschlesischen Kohlerevier (Górnos´laskie Zagłebie Weglowe, GZW) berechnet aufgrund der etwa 1000 langfristigen Messungen, die in den Häusern jeweils im Erdgeschoss (EG) vorgenommen wurden, beträgt 47 Bq/m3. Der Umfang der gemessenen Konzentrationen schwankt in den Grenzen von 10 bis 1600 Bq/m3. Die Verteilung der Radonkonzentration in den Gebäuden unterliegt der Log-Normalverteilung [22], [23], [25]. Nach dem Radiologischen Atlas Polens beträgt die mittlere Radonkonzentration in Wohngebäuden in Polen 49 Bq/m3[15].

Bei den Untersuchungen im GZW wurde festgestellt, dass die Verteilung der Radonkonzentration in Häusern vom regionalen und lokalen geologischen Aufbau abhängt.

Höhere Radonkonzentrationen in Gebäuden werden im nord-östlichen Teil des Kohlereviers gemessen, niedrigere im südlichen und im westlichen Teil. Der wesentliche Unterschied im geologischen Aufbau der Gebiete besteht darin, dass ältere Ablagerungen im südlichen und westlichen Teil des Kohlereviers mit der dicken Schicht der jüngeren

tonhaltigen Neogenformationen bedeckt sind. Tonhaltige Ablagerungen beschränken die Infiltration des Regenwassers und die Gasmigration. Im nördlichen und nord-östlichen Teil des Kohlereviers bilden die älteren Ablagerungen auf der Oberfläche die Ausstriche und die dünne Schicht der jüngeren Formationen, hauptsächlich Quartär, beschränkt die Infiltration und Fluidemigration nicht.

Die genaue Analyse der Ergebnisse von langfristigen Messungen ergab, dass die meisten Gebäude, in denen die gemessene Konzentrationen den Durchschnittswert überschreiten, sich im Bereich der geologischen Einheiten befinden, die Ähnlichkeiten im geologischen Aufbau aufweisen. Es geht um die obere Schicht des Gebirges, wo stark gebrochenes Kohlegestein vorkommt: Triaskalkgestein und Dolomiten. Die höchste Radonkonzentration wurde in den Städten gemessen, die auf den Triasausstrichen der Kohlefelsen liegen: Bedzin, Grodziec, Piekary S´laskie und Jaworzno. Im süd-westlichen Teil des GZW, wo die Karbonformationen nicht vorkommen, wurden nur in der Gegend von Rybnik Gebäude gefunden, in denen die Radonkonzentrationen die Durchschnittswerte überschreiten [26].

Um die Ursachen dieser relativ hohen Radonkonzentrationen in Gebäuden in Rybnik zu erklären, wurden Messungen in 59 Gebäuden durchgeführt und jeweils lokal der geologische Aufbau in ihrer Umgebung analysiert.

2 Untersuchungsmethoden Während der ersten Untersuchungsetappe – in den Jahren 2005 bis 2006, wurden die Messungen der Radonkonzentration in den Gebäuden mit Spurdetektoren eigener Kon-

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Bild 6. Spurdetektor Typ Radosys Fig. 6. RadoSys type radon detector

Bild 5. Spurdetektor mit Folie LR-115 Fig. 5. View of a solid state nuclear track detector with LR-115 foil

struktion durchgeführt, Bild 5. Der Detektor bestand aus einer Diffusionskammer, d. h. dem Plastikbecher von 150 ccm Hubraum, in dem sich der Spurdetektor befand.

Als Spurdetektoren wurden Folien Typ LR-115/2 (Fa. Kodak) verwendet, mit einem Detektionsbereich für AlphaTeilchen von 2 bis 4 MeV. Die Spuren, die die Alpha-Teilchen auf den Folien hinterlassen, werden nach der chemischen Ätzung mit einem elektro-mechanischen Funkenzähler gezählt. Die Detektoren wurden in zwei 3-monatigen Zyklen verwendet – im Frühling und Herbst, im EG und im Keller. Die Messungen umfassten 41 Gebäude, in zwei Gebäuden wurde zweimal gemessen.

Während der zweiten Untersuchungsetappe (2007 bis 2009) wurden die Messungen in den früher betroffenen Gebäuden sowie in neu ausgewählten Häusern durchgeführt.

Bei den Messungen wurde dieses Mal das System Radosys mit den Folien CR-39 benutzt, Bild 6. Die Folie CR-39 ist ein Polymer, das besonders empfindlich auf die Einwirkung von Alpha-Teilchen mit einer Energie im Bereich von 0,1 bis 20 MeV ist. Die Beschädigung der Folie durch die Alpha-Teilchen nach der chemischen Ätzung wurde mit einem optischen Mikroskop betrachtet und gezählt. Die Detektoren wurden 3 und 6 Monate lang in 18 Gebäuden benutzt.

3 Ergebnisse der Untersuchungen Es wurden 122 Messungen der Radonkonzentration in 56 Einfamilienhäusern im Rybniker Kreis und auch in 3 Ge-

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Bild 7. Vergleich der durchschnittlichen Radonkonzentrationen in Rybnik mit den in Polen und anderen schlesischen Städten gemessenen Konzentrationen Fig. 7. The comparison of average radon concentration in dwellings in Rybnik area with average values for Poland and other Silesian towns

. bäuden im Kreis Zory durchgeführt. Die Detektoren wurden in den Kellerräumen und Wohnräumen im EG – meist im Schlafzimmer – eingesetzt. Die Expositionszeit der Detektoren betrug 3 bis 6 Monate.

Es wurde festgestellt, dass die gemessenen Radonkonzentrationen in den Grenzen von 10 bis 390 Bq/m3 in den Wohnräumen im Erdgeschoss sowie von 10 bis 740 Bq/m3 in den Kellerräumen schwanken. In den meisten untersuchten Gebäuden, 78 % , überschreiten die Radonkonzentra­ tionen 100 Bq/m3 nicht, Tabelle 2.

In etwa 3 % der Gebäude überschreiten die gemessenen Radonkonzentrationen den Wert 300 Bq/m3, der nach der Richtlinie 2013/59/Euratom BSS das Bezugsniveau (Referenzniveau) der jährlichen Durchschnittsradonkonzentration in Wohngebäuden ist. Die höheren Konzentra-

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Tabelle 2. Ergebnisse der Messungen der Radonkonzentration in Gebäuden in Rybnik Table 2. Results of radon measurements in the Rybnik Borough Detektorstandort

Arithmetischer Mittelwert

Median

Geometrischer Mittelwert

Standardabweichung

Maximalwert

Minimalwert

EG

80

60

62

70

390

10

Keller

133

90

96

138

740

20

tionen, gemessen in den Kellerräumen – nicht im Erdgeschoss, verweisen auf den Baugrund als Hauptquelle des Radons. Der Durchschnittswert der Radonkonzentration in den Häusern in Rybnik ist höher sowohl als der Durchschnittswert für Polen/Oberschlesien, wie z. B. in der Stadt Piekary S´laskie, die sich im geologischen Bereich befinden, der die Gasmigration ermöglicht, Bild 7.

Es ist zu vermuten, dass die lokalen geologischen Bedingungen, eingeschränkt auf die Lokalisierung der einzelnen Gebäude, den wesentlichen Einfluss auf die Bedingungen der Radonmigration ausüben.

4 Geologischer Bau von Rybnik Um die Ursachen der relativ hohen Radonkonzentration in den Gebäuden in Rybnik sowie ihre wesentliche Veränderlichkeit zu verstehen, wurde der geologische Aufbau des Gebiets analysiert. Im Stadtbereich werden zwei geologisch-strukturelle Einheiten unterschieden: Die ältere variszische Struktur bildet die oberschlesische Senke, die durch die Falten- und Blocktektonik charakterisiert und aus den Formationen des Paläozoikums gebaut ist. Die jüngere Alpenschicht wird durch die Vorkarpatensenke gebildet, die mit Ablagerungen des Neogens gefüllt ist, Bild 8.

Im geologischen Profil wurden Karbon-, Trias-, Neogenund Quartärformationen erkannt [1]. Im Bereich der Stadt haben die Forschungsöffnungen die Oberkarbonformationen nicht durchbohrt [4].

Die Quartärformationen sind charakterisiert durch unstete Ausdehnung und veränderliche Dicken von einigen bis 100 m. Auf den erhöhten Flächen kommen Ablagerungen in Restform und reduzierter Dicke vor: von 0 bis 15 m im südlichen Stadtteil. Eine mächtigere Decke bilden sie in den morphologischen Vertiefungen – im Bereich des

Flusstals der Ruda und ihrer Nebenflüsse (15 bis 40 m).

Die größten Dicken (40 bis 100 m) wurden im Graben des Flusses Oder in der Gegend des Rybniker Stausees nachgewiesen. Im lithologischen Profil wird die niedrigste Schicht von Geröllton gebildet, auf dem eine Sand- und Kiesserie liegt. Im Süden kommen im oberen Bereich Lösse vor, für den nördlichen Teil sind die Stirnmoränen charakteristisch (Kies, Steine und Geröllton).

Die Neogenformationen kommen auf dem ganzen Gebiet von Rybnik vor. Ihre Dichte ist unterschiedlich und beträgt von einigen bis 500 m. Im Miozänprofil werden Meeresablagerungen als Mergelton und Sandstein, Ton mit Gips- und Steinsalzeinsatz sowie Ton mit wenigen Schlamm- und kleinkörnigen Sandformen unterschieden.

Die Landablagerungen des Miozäns haben eine veränderliche Dicke und kommen lokal vor. Lithologisch gesehen ist das ein Lehmkomplex mit Sandschichten. Der Sand ist oft kleinkörnig und staubförmig, seltener mittel- und großkörnig.

Triasformationen (untere Trias) mit einer Dicke bis 50 m erhielten sich fragmentarisch in den tiefen Gräben unter dem Neogen, im zentralen und nord-westlichen Bereich im lithologischen Profil gibt es Lehmschichten, auf denen sich Sandstein oder Sand und Kies befinden. Im Dach kommen Kalkmergel vor, die dem Rhät gehören.

Die Oberkarbonformationen kommen auf dem gesamten untersuchten Gebiet vor und sind durch Sandstein, Schlamm- und Tonformen vertreten, unter denen sich die Steinkohleflöze befinden. Die Ablagerungen des produktiven Karbons zeigen sich nur lokal, unter dem kleinen Abraum der Quartärformationen (bis 20 m) im südlichen Stadtteil. Auf dem übrigen Bereich sind sie mit Neogenformationen (teilweise Triasformationen) bedeckt und kommen in einer Tiefe von einigen zehn Metern im nord-östli-

Bild 8. Geologischer Querschnitt durch das Rybniker Gebiet, nach [4], [1] Fig. 8. The geological structure of strata in the vicinity of Rybnik, after [4], [1]

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chen Teil und süd-westlichen Teil bis fast 500 m im zentralen und östlichen Teil [1].

Es wurde festgestellt, dass die Gebäude, in denen die höchsten Radonkonzentrationen vorkommen, auf den durchlässigen Quartärformationen errichtet wurden, lithologisch vertreten durch Sand, Kies und Kiessand sowie Formationen der Stirnmoräne, d. h. Kies, Gestein und Gerölllehm. Infolge der Flächendeformation als Resultat der Bergbauaktivität unterliegt der Geröllton den stetigen und unstetigen Deformationen. Der Lehmbruch bringt auch physikalische Eigenschaften mit sich: ausgetrocknete Ablagerungen verlieren ihre Elastizität und beginnen zu zerfallen und brechen. Dieser Prozess bildet die Migrationswege für Gas – auch für Radon.

Manche Gebäude mit relativ hohen Radonkonzentrationen wurden auf den erhöhten Gebieten aus Kies und Nacheiszeitsand gebaut. Zusätzlich kann zur Gasmigration beitragen, dass sie sich im Bereich der Bergbauaktivität befinden, die die Lockerungen der Deckschicht verursacht. Das Grundwasserniveau ist gesenkt, die Gasmigrationswege stießen also nicht auf eine natürliche Barriere, die der Grundwasserspiegel bildet.

5 Zusammenfassung und Schlussfolgerungen Der Bereich der Radonkonzentrationen, die man während der beschriebenen Untersuchungen gemessen hat, beträgt von 10 ± 10 bis 390 ± 40 Bq/m3 im Erdgeschoss sowie von 20 ± 10 bis 740 ± 50 Bq/m3 in den Kellerräumen. Die Mittelwerte betragen entsprechend: 80 ± 20 Bq/m3 für EG sowie 138 ± 20 Bg/m3 für Keller.

Die erreichten Ergebnisse weisen darauf hin, dass sich auf dem untersuchten Gebiet die Wohngebäude befinden, in denen die Radonkonzentrationen in den Wohnräumen wesentlich die in Polen gemessenen Mittelwerte überschreiten. In manchen Fällen überschreitet die Radonkonzentration den Wert 200 Bq/m3, der in vielen Ländern der Referenzwert für Neubauten ist. Beim Überschreiten dieses Niveaus wird empfohlen, Maßnahmen zur Senkung der Radonkonzentration im Gebäude zu ergreifen.

Nach den Angaben des Zentrallabors für Radiologischen Schutz betragen die Mittelwerte der Radonkonzentration Rn-222 in Gebäuden weltweit 39 Bq/m3, in Polen entsprechend 49 Bq/m3 und in der benachbarten Tschechei –118 Bq/m3. Die Maximalwerte der Konzentration Rn222, die in der Fachliteratur angegeben werden, betragen 84000 Bq/m3 gemessen in Schweden sowie 20000 Bq/m3 gemessen in Finnland. In Polen beträgt der gemessene Maximalwert 3260 Bq/m3, [20].

Aufgrund der bisherigen auf dem Gebiet des Oberschlesischen Kohlereviers (GZW) geführten Untersuchungen ist bekannt, dass die durchschnittliche Radonkonzen­ tration im EG der Wohngebäude 47 Bq/m3 beträgt, in den Kellerräumen 77 Bq/m3. Außerdem wurde festgestellt, dass die Radonkonzentrationen im südlichen und westlichen Teil GZW wesentlich niedriger als im nördlichen und nordöstlichen Teil sind. Man hat eindeutig festgestellt, dass die Verteilung der Radonkonzentration in Gebäuden in Oberschlesien nicht gleichmäßig ist und mit dem geologischen Aufbau in dieser Region verbunden ist [23], [24].

Die Ergebnisse der in der Gegend von Rybnik durchgeführten Untersuchungen zeigen, dass die geologische

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Charakteristik wesentlich die Radonmigration beeinflusst.

Zur einfacheren Wanderung der Radionuklide können die Störungen der geologischen Struktur beitragen, besonders in der oberen Schicht, was eine Lockerung der Felsen zur Folge hat. Ihre größere aktive Oberfläche macht die Radonexhalation leichter.

Die durchgeführten Untersuchungen haben gezeigt, dass die lokalen geologischen Bedingungen das Radonniveau in den Gebäuden stark beeinflussen. Die Bewohner von manchen in Rybnik und Umgebung gelegenen Gebäuden können Radon und seinen Derivaten ausgesetzt sein, die vergleichbar oder auch manchmal höher sind als die, denen Bergleute in Steinkohlebergwerken ausgesetzt sind.

Das sog. „Radonproblem“ muss in Bezug auf das konkrete Gebäude betrachtet werden, weil die Radonkonzen­ trationen von vielen Faktoren abhängig sind, wie z. B. lokaler geologischer Bau, technischer Zustand des Gebäudes, Verteilung der Räume, Leistung des Ventilationssystems, verwendete Baumaterialien, Qualität der Bauarbeiten usw. [17].

Bei der Bewertung der Bebaubarkeit der Gebiete sollten außer anderen Kriterien auch radiologische Kriterien berücksichtigt werden. Das betrifft sowohl die summarische Gammastrahlung als auch eventuelle Radonbedrohungen. Die Planer von Gebäuden für Menschen und Haustiere sollten den Schutz vor Radoninfiltration vorsehen, ohne die eventuelle radiologische Wirkung der Baumaterialien zu vergessen.

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Aktuell EPISCOPE Gebäudetypologien für Wohngebäude in europäischen Ländern Die Steigerung der Energieeffizienz sowie eine damit einhergehende Senkung des Energieverbrauchs und der Treib­ hausgasemissionen sind wesentliche Bestandteile der europäischen Klima- und Energiepolitik. Für unterschiedliche Verbrauchssektoren sind in den Verordnungen der Europäischen Union sowie in den nationalen und lokalen Regelwerken ihrer Mitgliedsstaaten ehrgeizige Zielsetzungen und Anforderungen verankert. Dem Gebäudesektor wird auf diesem Gebiet eine Schlüsselrolle bei­ gemessen, da hier durch verfügbare Technologien signifikante Verbrauchs­ reduktionen möglich erscheinen.

Eine quantifizierbare Überprüfung der bisherigen Entwicklungen auf diesem Gebiet findet jedoch in der Regel nicht statt, zumal in vielen europäischen Ländern die Datengrundlage zum energetischen Zustand und zum Energieverbrauch des nationalen Gebäudebestandes unzureichend ist. Es stellt sich somit die Frage, wie die im Gebäudesektor er-

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[22] Wysocka, M.: Dependence of radon concentrations on the area of the Upper Silesin Coal Basin on geological and mining conditions. Research Reports GIG Mining and Environment, 3/2002, pp. 25–39.

[23] Wysocka, M.: Radon in dwellings in upper Silesian coal basin and assessement of doses for inhabitants. Environmental Medicine 11 (2008), No. 1, pp. 69–76.

[24] Wysocka, M., Kotyrba, A.: Radon mapping with the support of geophysical methods. Journal of Mining Science, Vol.47 (2011), No. 3 pp. 330–337.

[25] Wysocka, M., Kozłowska, B., Dorda, J., Kłos, B., Chmielewska, I., Rubin, J. A., Karpin´ska, M., Dohojda, M.: Annual observations of radon activity concentrations in dwellings of Silesian Voivodeship. Nukleonika, Vol. 55 (2010), iss. 3, pp.

369–375.

[26] Wysocka, M., Rubin, J. A.: Pomiary radonu w mikros´ ­ rodowisku mieszkalnym powiatu rybnickiego (Messungen von Radon in der Mikroumgebung der Wohnviertel von Rybnik). Proceedings of 14th Congress of the Polish Radiation Research Society them. Maria Skłodowska – Curie. Kielce, 2007.

Autoren dieses Beitrages:

.

Prof. Dr. inz. Małgorzata Wysocka Central Mining Institute Silesian Centre for Environmental Radioactivity PL-40-166 Katowice, Plac Gwarków 1 .

Prof. Dr. inz. Jan Antoni Rubin Silesian University of Technology Faculty of Civil Engineering PL-44-100 Gliwice, ul. Akademicka 5

zielten Fortschritte im Sinne eines systematischen Monitorings verfolgt, überprüft und erfasst werden können.

Ziel des EPISCOPE Projektes ist es, die Effekte energetischer Sanierungsprozesse im europäischen Wohngebäudesektor transparenter und effektiver zu machen. Zu diesen Zwecke soll ein Monitoring-Ansatz entwickelt werden, der auf nationaler, regionaler und lokaler Ebene anwendbar ist und Entscheidungsträger in die Lage versetzen soll, Sanierungsprozesse nachverfolgen und steuern sowie die tatsächlich erreichten Einsparungen evaluieren zu können.

Den konzeptionellen Rahmen des Projektes bilden die nationalen Wohn­ gebäudetypologien, die im IEE Projekt TABULA in 12 europäischen Ländern erarbeitet wurden. Dieser Ansatz wird auf sieben weitere Länder ausgeweitet.

Zudem ist vorgesehen, Neubauten und die jeweiligen nationalen Interpreta­ tionen des in der EPBD verankerten „Nearly Zero Energy Building – nZEB“ in die Systematik mit aufzunehmen.

Als Hauptaktivität wird in jedem der teilnehmenden Länder ein Pilotvorhaben durchgeführt, in dem der Sanierungsfortschritt eines Gebäudeportfolios auf lokaler Ebene oder des Wohngebäudebestan-

des auf regionaler bzw. nationaler Ebene verfolgt und evaluiert wird. Als Grundlage für den internationalen Vergleich von Monitoring-Ergebnissen wird ein gemeinsamer Indikatoren-Satz entwickelt, der sowohl Strukturdaten (z. B. Fortschritte beim Wärmeschutz) als auch Energie- und Klimaschutzkennwerte (z. B. CO2-Emissionen) für den jeweiligen Gebäudebestand berücksichtigt. In Kombination mit den nationalen Gebäude­ typologien und statistischen Daten zu verschiedenen Gebäudetypen können ­dadurch die Modelle von Gebäudebeständen besser als bisher abgebildet werden.

Das Projekt wird im Rahmen des EUFörderprogramms „IEE – Intelligent Energy Europe“ durchgeführt. Initiator und Koordinator ist das IWU. Die Projektpartner kommen aus den Ländern Belgien, Dänemark, England, Frankreich, Griechenland, Irland, Italien, Niederlande, Norwegen, Österreich, Slowenien, Spanien, Tschechien, Ungarn und Zypern.

Weitere Informationen: Britta Stein Institut Wohnen und Umwelt GmbH Rheinstr. 65, 64295 Darmstadt Tel. 06151 2904-51 www.iwu.de, www.episcope.eu

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Fachthemen Frank Ulrich Vogdt Markus Helbach

DOI: 10.1002/bapi.201510005

Eine thermisch aktiv gedämmte, monolithische ­Außenwand aus Infraleichtbeton als nachhaltiges, ­zukunftsfähiges Wandsystem?

Es wurde eine monolithische, beidseitig oberflächenfertige Außenwand aus Infraleichtbeton untersucht, die vor dem Hintergrund der stetig steigenden Anforderungen an den Wärmeschutz mittels im Bauteil integrierten Kapillarrohrmatten zusätzlich thermisch aktiv gedämmt werden sollte. Der Anspruch an eine sowohl architektonisch dauerhaft-hochwertige als auch nachhaltige Lösung führte zu einem ganzheitlichen Betrachtungsansatz, der neben der grundsätzlichen Bewertung einer thermischen Außenwandaktivierung zur Reduzierung des Wärmestromes aus dem Innenraum weitere Aspekte berücksichtigte. Im Einzelnen sind dies die ökologische Bewertung und Optimierung von Infraleichtbeton unter Berücksichtigung der dem Baustoff eigenen gleichermaßen konstruktiven wie thermischen Eigenschaften, das Verhalten des Bauteils gegenüber Feuchtigkeit – mit unmittelbarem Einfluss auf seine Dauerhaftigkeit, Standsicherheit und thermische Performance – sowie die sich aus der thermischen Aktivierung ergebenden Fragestellungen nach der Energienutzung. Das aus diesen Aspekten resultierende Anforderungsprofil soll zur Entwicklung eines modular anpassungsfähigen Wandsystems in Betonfertigteil-Bauweise für den städtischen Wohnungsbau führen und als mögliche Basis für weitergehende, zwingend erforderliche Untersuchungen dienen.

Der auf einer Masterthesis basierende Artikel berichtet über die Ergebnisse und ergänzt diese zum Teil um weitere Aspekte.

A monolithic external wall made of Infra-Lightweight Concrete, with thermally active insulation as a sustainable system? Investigations were conducted into a monolithic external wall made of Infra-Lightweight Concrete, with a ready-to-use surface on either side. Due to the constantly increasing thermal insulation requirements, the wall was to have active insulation added in the form of capillary tube matting inside the component. The demands for lasting architectural quality and a sustainable solution prompted a holistic approach. Among the general analysis of the thermal outer component activation – used to reduce the heat loss of the building – further consideration was given in particular to: the environmental assessment and optimisation of Infra-Lightweight Concrete including the material's inherent heat insulating and load bearing properties; the component's behaviour in relation to moisture – which directly impacts on its durability, stability and thermal performance; and the questions concerning the energy usage related to the thermal activation. By following the resulting profile of requirements a modular adaptable precast concrete system for urban residential architecture is to be developed, also as a possible basis for further investigations – which are certainly required.

The article, which bases on a master thesis, reports on the main results, with additional material on some aspects.

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1 Einleitung 1.1 Ausgangssituation Im Rahmen einer Masterthesis [1] wurde eine monolithi­ sche, beidseitig oberflächenfertige Außenwand aus Infra­ leichtbeton betrachtet, dessen Dämmwirkung durch in das Bauteil integrierte Kapillarrohrmatten thermisch aktiv erhöht werden sollte. Basis der Betrachtung ist der Bau­ stoff Infraleichtbeton, wie er u. a. an der TU Berlin im Fach­gebiet Entwerfen und Konstruieren – Massivbau am Lehrstuhl von Prof. Dr.-Ing. Mike Schlaich weiterentwi­ ckelt wird. Als monolithisches, tragendes Bauteil in ver­ tretbarer Wanddicke (Annahmen: d ≤ 0,50 m, n > 6 Ge­ schosse, Raumtiefe t ≤ 6,0 m) genügt er nicht den aktuel­ len und zukünftigen Anforderungen an den Wärmeschutz.

Nach [2] erreicht er mit einer Druckfestigkeitsklasse LC8/9 (Würfeldruckfestigkeit f k = 13 MPa) bei einer Wanddicke von 0,52 m einen U-Wert von 0,35 W/(m2K).

Der nach Energieeinsparverordnung (EnEV) ab 2016 für die opake Außenwand im Wohnungsbau ableitbare UWert wird hingegen U = 0,21 W/(m2K) betragen (Reduzie­ rung des Transmissionswärmeverlustes HT um 25 % ge­ genüber EnEV 2014). Aus diesem Grund soll eine thermi­ sche Aktivierung mittels Kapillarrohrmatten als aktive Dämmung untersucht werden. Ein zentraler Zusammen­ hang besteht darin, dass die thermische Qualität des nicht aktivierten Bauteils wesentlichen Einfluss auf den erfor­ derlichen Energieeinsatz der thermischen Außenwand­ aktivierung hat. Da sich die thermischen und konstrukti­ ven Eigenschaften von Infraleichtbeton – grundsätzlich sinkt mit steigender Rohdichte die Druckfestigkeit – um­ gekehrt proportional zueinander verhalten, ist hier je nach individuellen Anforderungen das Optimum zu ermitteln.

Dabei wird zugleich auf ein zweites wesentliches Krite­ rium verwiesen, nämlich dem zur thermischen Aktivierung erforderlichen, aus erneuerbaren Energiequellen stammen­ den Exergie-Einsatz.

1.2 Vorgehensweise Der Betrachtung und dem Nachweis der Funktionsfähig­ keit eines thermisch aktiv gedämmten Infraleichtbetonbau­ teils (TA-ILB) folgt die Untersuchung seiner ökologischen und technischen Zukunftsfähigkeit. Ziel ist der Vorschlag eines monolithischen, einschaligen Außenwandsystems,

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das allen an ein Gebäude (Fassade) gestellten Anforderun­ gen hinsichtlich Technik, Funktionalität, Ökologie, Archi­ tektur, Standort sowie Wettbewerbsfähigkeit genügen kann.

Anstatt dafür eine finale Lösung anzubieten wird versucht, die wesentlichen Zusammenhänge und Einflussmöglich­ keiten vorzustellen, um abschließend den weiteren For­ schungsbedarf aufzuzeigen.

2 Infraleichtbeton 2.1 Funktionsweise Mit der Vorsilbe Infra- wird ein Beton mit einer Rohdichte unterhalb von 800 kg/m3 beschrieben. Der an der TU Ber­ lin vorliegende Baustoff erfüllt nach [2] die Anforderungen an einen gefügedichten Hochleistungsleichtbeton. Er be­ steht in allen Kornfraktionen aus Leichtzuschlägen und weist durch Zugabe von Luftporenbildnern selbst in der Zementmatrix eine Porigkeit auf. Im Gegensatz zu Nor­ malbeton, bei dem die Kornfestigkeit des Zuschlages das Tragverhalten bestimmt, übernimmt nach [3] bei (Infra-) Leichtbeton die Zementmatrix als steiferes Element diese Aufgabe, in dem sie sich als eine Art Traggerüst um die Leichtzuschlagkörner verteilt (vereinfachte Darstellung in Bild 1 – Funktionsprinzip Infraleichtbeton – konstruktiv, nach [4]). Eine wesentliche Rolle kommt dabei auch dem Steifigkeitsverhältnis zwischen Matrix und Zuschlag zu.

Zielsetzung muss eine ähnliche Steifigkeit der beiden Komponenten (sogenannte ausgewogene elastische Kom­ patibilität) sein, die auch die sogenannte Kontaktzone, den Übergangsbereich zwischen Korn und des ihn umge­ benden Bindemittels, stärkt und einer Gefügeschädigung entgegenwirkt. Die den Leichtzuschlagkörnern eigene Oberflächenporigkeit (beim Brenn-/Blähprozess entste­ hende gesinterte Oberfläche) unterstützt diese Verzah­ nung.

2.2 System-relevante Besonderheiten 2.2.1 Zuschlagsstoffe Infraleichtbeton zeichnet sich u. a. dadurch aus, dass sämtliche Zuschlagskornfraktionen aus Leichtzuschlag bestehen. Bei der dieser Untersuchung zugrunde liegenden Rezeptur (vgl. [2]) handelt es sich bei den Zuschlägen um Blähton. Das eine höhere Druckfestigkeit aufweisende Blähglas wurde aufgrund einer möglichen Alkali-Kiesel­ säure-Reaktion (AKR) an der TU Berlin bisher eher zu­ rückhaltend eingesetzt.

2.2.2 Monolithischer Aufbau/Verzahnte Schichtung Mit Infraleichtbeton wurde prinzipiell die Möglichkeit ge­ schaffen, (wieder) monolithisch und damit über den ge­ samten Wandquerschnitt frei formbar zu bauen. Durch die Verschärfung der Wärmeschutzanforderungen wird dieser aus gestalterischer Sicht sehr reizvolle Aspekt zu­ nächst in Frage gestellt. Eine Wand mit den in [2] definier­ ten Materialkennwerten (ZS Blähton) würde den unter 1.1 genannten U-Wert von 0,21 W/(m2K) erst bei einer Wanddicke von 0,885 m erreichen. Verschiedene Herstel­ ler und Forschungsinstitute kehren durch das Einfügen einer Kerndämmung wieder zu einem mehrschichtigen Aufbau zurück (vgl. z. B. [5]). Durch „die fixe Platte im

Wandinnern, die minimal nötigen Armierungsüberde­ ckungen und die konstruktiv notwendigen Verbindungs­ anker wird das Versprechen, zwischen einer beliebig ver­ laufenden inneren und äußeren Schalung gestalterische Freiheit zu gewinnen, wiederum nicht einlösbar“ (Filipaj, [6], S. 47).

Eine Möglichkeit, die neben einer Gewichtsreduzie­ rung die Erhöhung der Dämmwirkung verfolgt, besteht in der gezielten Verteilung höherer Rohdichten in belasteten Bauteilzonen und geringerer Rohdichten im übrigen Auf­ bau. Erreicht wird dies durch eine liegende Herstellung nass in nass, sodass sich die unterschiedlichen (Infra-) Leichtbetonrezepturen beim Einbringen in die Schalung im Übergangsbereich von der einen zur anderen Mischung verzahnen und durch einen gradierten Verlauf eine grund­ sätzlich kraftschlüssige Verbindung ausbilden.

2.2.3 Sicht-/Architekturbeton Die Möglichkeiten der Oberflächengestaltung von Inf­ raleichtbeton sind grundsätzlich vergleichbar mit denen von Normalbeton. Generell wirkt sich eine werkseitige Herstellung unter besser kontrollierbaren Bedingungen positiv auf die Qualität der Oberflächen aus. Die Mittel und Möglichkeiten, Aussehen und Qualität des Betons durch Pigmentierung, die Schalung (profiliert, strukturiert, glatt, Matrize) oder mechanische und chemische Nachbe­ handlung (Strahlen, Schleifen, Polieren, Fotodruck usw.) zu beeinflussen, sind vielfältig. Um eine übermäßige Durch­ feuchtung des Bauteils zu vermeiden, wird in [3] und [7] speziell bei Verwendung von (Infra-)Leichtbeton nach­ drücklich eine Hydrophobierung der Oberfläche empfoh­ len (vgl. auch Abschn. 4.2).

Eine völlig andersartige, neuere, insbesondere aus ökologischer Sicht erwähnenswerte Entwicklung an der Polytechnischen Universität Catalunya stellt ein sogenann­ ter Biological Concrete dar, der zur Verbesserung des Mi­ kroklimas und der Reduzierung der Außenluftbelastung durch eine Veränderung der Rezeptur im Bereich des pHWertes ein gezieltes Bewachsen der Wandoberfläche mit Moosen, Flechten und Algen verfolgt [8].

Der Einfluss auf die Dauerhaftigkeit ist dabei noch zu untersuchen.

3 Thermische Aktivierung 3.1 Prinzip der Thermischen Außenwand-Aktivierung Mit dem hier vorgeschlagenen Ansatz sollen die thermi­ schen Eigenschaften des Infraleichtbeton-Außenwandbau­ teils aktiv durch die Integration eines Wärmeüberträgers verbessert werden.

Die thermische Aktivierung als aktive Dämmung dient ausdrücklich nicht zur Beheizung des Innenraumes, sondern zur Reduzierung des Wärmestromes aus dem In­ nenraum in das Bauteil, indem das Bauteil auf eine Tem­ peratur angehoben wird, die unterhalb der Innenraum­ temperatur liegt, aber oberhalb der an dieser Stelle ohne Aktivierung vorherrschenden Temperatur (vgl. [9] und Bild 1 – Funktionsprinzip Thermische Aktivierung). Mit Zugrundelegung der Innenraumtemperatur nach DIN 4108 von 20 °C resultieren daraus niedrige System­ temperaturen von ≤ + 20 °C.

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Bild 1. Funktionsprinzipien des thermisch aktivierten Infraleichtbetons TA-ILB. Einflussgrößen und Wirkungs­ zusammenhänge bei thermischer Aktivierung TA Fig. 1. Functional principles of Thermally Active Infra-Lightweight Concrete (TA-ILC), parameters and interactions when thermally active

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3.2 Kapillarrohrmatten als Wärmeüberträger Nach [9] sind Kapillarrohrmatten für den vorliegenden Ein­ satzfall ideal. Der geringe Rohrabstand (zwischen 15 und 30 mm) und eine Paralleldurchströmung der Matten (vgl.

Bild 1 – Funktionsprinzip Kapillarrohrmatten) vermeiden sogenannte Temperaturwelligkeiten (Temperaturunterschied direkt am Rohr zum Bereich zwischen den Rohren) in der aktiven Ebene. Gemeinsam mit dem geringen Rohrdurch­ messer von 4,3 mm, der – bezogen auf die Mattenfläche – eine große Oberfläche bietet, sind bereits sehr geringe Über­ temperaturen auskömmlich. Neben diesem thermodynami­ schen Nutzen resultieren aus der parallelen Durchströmung bei kleinen Temperaturspreizungen (Temperaturdifferenz zwischen Vor- und Rücklauf) nur niedrige Druckverluste, die beim Einsatz annähernd gleicher Rohrlängen innerhalb eines Wasserkreises (Wandbauteiles) zwischen den Matten gleichmäßig sein können (hydraulischer Vorteil).

Günstig und der insgesamt eingeschränkten Material­ varianz des einschaligen Wandsystems zuträglich ist die Tatsache, dass Kapillarrohrmatten im Bereich des Bautei­ les nur aus einem Material bestehen (Polypropylen PP).

Die hohe Flexibilität der PP-Rohre geht einher mit der freien Formbarkeit des Betons.

3.3 Wirkungszusammenhänge und Einflussgrößen Bild 1 zeigt die relevanten, die thermische Aktivierung und somit die Effektivität des Gesamtsystems beeinflussenden Stellgrößen und deren gegenseitige Wirkungsabhängigkei­ ten. Hier erscheint die Technische Gebäudeausstattung TGA aufgrund der isolierten Betrachtung des Wandbau­ teils lediglich als eine Einflussgröße. Die Einbindung und Suche nach Synergien hinsichtlich eines gebäudebezoge­ nen Gesamt- (Energie-)Konzeptes bleibt bei der isolierten Betrachtung des Wandbauteils noch unberücksichtigt, ist aber für ein wirtschaftliches und exergetisch sinnvolles Be­ treiben der thermischen Außenwandaktivierung maßgeb­ lich (vgl. Abschn. 4.1).

3.4 Wärmestromberechnung Für den vorliegenden Fall der integrierten aktiven Schicht kann nach [10] zum einen ein stationäres Temperaturfeld angenommen werden, wenn der Wärmestrom und die Temperatur der Wärmequelle über den betrachteten Zeit­ raum unveränderlich sind (vgl. Abschn. 4.1). Zum anderen reduziert sich nach [9] die Untersuchung auf ein zweidi­ mensionales Temperaturfeld, indem die Kapillarrohr-füh­ rende Schicht mit einer zweidimensionalen Wärmeleitung im Querschnitt betrachtet werden kann (vgl. Abschn. 3.2).

Die somit quasi-stationäre sowie quasi-zweidimensionale Betrachtung ist mithilfe der Berechnungssoftware Homo­ gen durchgeführt worden [11]. Die dort geforderten Einga­ bedaten entsprechen den in Bild 1 abgebildeten Parame­ tern, sodass sich über einen iterativen Prozess einem mög­ lichen Aufbau angenähert wurde. Bild 2 stellt beispielhaft die in Tabellenform übertragenen Berechnungsergebnisse der Wärmestromdichten vom Innenraum durch die Wand (qi-red), in der Rohrebene (qTA) und durch die Wand nach außen (qe = qi-red + qTA) für zwei mögliche Positionen der Rohrebene dar (dTA = 7 und 25 cm).

Bild 2. Beispielhaft für die Wandtypen TA.7-ILB.10|40 und TA.25-ILB.10|40 in Tabellenform aus [11] übertragene ­Berechnungsergebnisse der Wärmestromdichten, mit: TA.7-ILB.10|40 mit dTA = 7 cm, verzahnter Aufbau von ILB (ILB.a = 10 cm, ILB.i = 40 cm); qi-red reduzierter Wärmestrom aus dem Innenraum; qTA Wärmetrom in der aktiven Ebene; qe Wärme­strom nach außen (qi-red + qTA); θe Außentemperatur; θTA Temperatur in der aktiven Ebene; θTA.passiv Temperatur in der Ebene von dTA ohne thermische Aktivierung Fig. 2. Results of calculations of heat flow densities from [11] in table format, as examples of wall types TA.7-ILC.10|40 and TA.25-ILC.10|40, where: TA.7-ILB.10|40 with dTA = 7 cm, graded composition of ILC (ILC.a = 10 cm, ILC.i = 40 cm); qi-red Reduced heat flow from inside; qTA Heat flow in tube level; qe Heat flow to outside (qi-red + qTA); θe Temperature outside; θTA Temperature in tube level; θTA.passiv Temperature in the dTA level with no thermal activation

Die Auswertung bestätigt die in Bild 1 abgebildeten Wirkungszusammenhänge. So zeigt sich, dass in Abhängig­ keit von der Außentemperatur eine variierende Position der

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thermisch aktiven Ebene dTA (gemessen von der Wand-Au­ ßenseite) innerhalb der Wand vorteilhaft ist. Bei einer Redu­ zierung von dTA (Position weiter wandaußenseitig) und sin­ kenden Außentemperaturen steigt die Effektivität des Sys­ tems (Reduzierung des Wärmestromes aus dem Innenraum qi-red) bei gleichzeitig zunehmendem Wärmetrom qTA aus der aktiven Schicht nach außen (systembezogener Wärme­ verlust). Steigt indes die Außentemperatur θe, kann eine systemeffektive Wirkung nur noch durch Erhöhung von dTA und/oder θTA (Temperatur in der thermisch aktiven Ebene) erreicht werden. Auch wenn man prinzipiell danach strebt, den systembezogenen Wärmeverlust (Wärmestrom nach au­ ßen) möglichst gering zu halten, spielt die Wärmequelle (Art z. B. Umweltwärme oder Abwärme), Qualität (niedriges Temperaturniveau) und Menge) eine entscheidende Rolle (vgl. Abschn. 4.1). Neben dTA beeinflusst hier wiederum die Infraleichtbeton-Rohdichte ρILB – insbesondere zwischen dTA und der Wandaußenseite (ρILB.a) – über den resultieren­ den Wärmedurchlasswiderstand das Ergebnis.

3.5 Wandaufbau Unter Abwägung aller an das Bauteil definierten Anforde­ rungen einer ausreichenden Trag- und Dämmfähigkeit, der energetischen Bilanz der thermischen Aktivierung, der öko­ logischen Kennwerte, der Einbau-Komponenten sowie der Wettbewerbsfähigkeit des Wandsystems ergeben sich bei­ spielsweise als anzusetzende Wanddicke 50 cm. Zur Redu­ zierung des – System bezogenen – Verlustes an Wärmeener­ gie wird eine 10 cm dicke äußere Betonschicht geringerer Rohdichte berücksichtigt (ρILB.a/i bzw. ρILB.10/40). Die äußere Ebene wird sich aufgrund der geringeren Steifigkeit dem Lastabtrag entziehen, sodass lediglich die innere Schicht mit d = 0,40 m als tragend angesetzt werden kann. Übernimmt man den bereits unter Abschn. 3.4 angedeuteten Ansatz aus zwei thermisch aktiven Ebenen bei dTA = 7 cm bzw. 25 cm, würde die äußere Rohrebene (dTA.a) in den Wintermonaten in Betrieb sein, die innere (dTA.i) hingegen während der Übergangsmonate im Frühling und Herbst. Eine Klimada­ ten-Auswertung von Berlin (DWD-Datensatz von 2002 bis 2012) zeigt bei der Annahme der Heizgrenze bei +10 °C (bei

zukünftig steigenden energetischen Anforderungen als sinn­ voll betrachtet) eine Aufteilung des Jahres in drei Phasen mit etwa gleicher Dauer, wobei neben den vier Sommer­ monaten (Mitte Mai bis Mitte September) über jeweils vier Monate dTA.a und dTA.i aktiviert würden. Als erforderliche Vorlauf-Temperaturen würden sich damit beispielsweise bei einer Temperaturspreizung von 2 K +10 °C für θTA.a und +18 °C für θTA.i ergeben. Bild 3 links zeigt diesen Aufbau.

3.6 Einordnung der thermischen Eigenschaften und U-Wert-Betrachtung In Bild 3 − Variante A wird für ILB.i die in [2] verwendete Rezeptur angesetzt. Ersetzt man Blähton durch das druckfes­ tere Blähglas als Leichtzuschlag in der tragenden inneren Schicht, kann die gleiche Druckfestigkeit mit geringerer Roh­ dichte erreicht werden. Die somit verbesserte Dämmwirkung des passiven Bauteiles könnte zu der Verwendung nur einer thermisch aktiven Ebene – z. B. bei dTA = 13 cm – genutzt werden (unter Beibehaltung der beiden Vorlauftemperaturen für die Winter- und Übergangsmonate – vgl. Bild 3 − Variante B). In Bild 4 wird Variante A in Relation zu einem passiven Wandsystem (URef = 0,21 W/(m2K)) gesetzt. Durch die ein­ fache Berechnung des außentemperaturabhängigen Wärme­ stromes der Referenzwand als passives System (hier zwi­ schen –10 °C und +10 °C Außentemperatur) wird eine erste Vergleichsmöglichkeit zwischen aktivem und passivem Sys­ tem hergestellt. Diese liefert aber aufgrund des dynamischen Verhaltens des aktiven Systems noch keine zum Gesamtver­ brauch aussagekräftige Bewertung. Eine aufschlussreiche jahresbilanzierte Simulation mit einer instationären Betrach­ tung, z. B. mit dem Programm TRNSYS, wäre ein anzustre­ bender nächster Untersuchungsschritt [12].

4 Eine thermisch aktivierte Infraleichtbeton-Außenwand als nachhaltiges Wand-System 4.1 Energie 4.1.1 Exergie-Begriff und LowEx-Ansatz Mit Exergie wird der Anteil der Gesamtenergie eines Sys­ tems bezeichnet, der zur Erreichung eines thermodynami­

Bild 3. Varianten A und B eines möglichen Wandaufbaues. Bei Vorschlag A stellt ILB.i die in [2] verwendete Rezeptur dar. Bei B wird in ILB.i Blähton durch das druckfestere Blähglas ­ersetzt, sodass bei gleicher Druckfestigkeit eine Herabsetzung der Rohdichte erreicht wird Fig. 3. Proposals A and B showing possible wall constructions. In A, ILC.i shows the composition used in [2]. In proposal B, ILC.i shows expanded glass, which has greater compressive strength, replacing expanded clay: thus the apparent density can be reduced while retaining the same compressive strength

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schen Gleichgewichts mit seiner Umgebung Arbeit verrich­ ten kann. Somit ist der qualitative Wert oder das maximale Arbeitspotenzial einer Energieform die Differenz des Ener­ gieniveaus gegenüber dem Umgebungszustand (vgl. [13]).

Bezogen auf eine Außentemperatur von 0 °C (273,15 K) läge nach [14] der Exergiefaktor von Raumwärme (+20 °C) beispielsweise bei etwa 7 % (Berechnung mit Carnot-Fak­ tor 1 − θaußen/θinnen = 1 − 273,15 K/293,15 K = 0,068), von Elektrizität hingegen bei 100 % (d. h. der gesamte Ener­ gieinhalt einer kWh Strom kann in andere Energieformen überführt werden). Ein Anliegen des LowEx-Ansatzes ist es, für nieder-exergetische Nutzenergieformen wie die Raumwärme entsprechend nieder-exergetische Energieträ­

ger zu verwenden und somit einer wirkungslosen Vernich­ tung von Exergie entgegenzuwirken. In diesem Zusammen­ hang erklärt sich auch der Vorzug von NiedertemperaturHeiz- und Hochtemperatur-Kühl-Systemen gegenüber herkömmlichen Lösungsansätzen.

4.1.2 Energie für aktive Dämmung Ein aktiv wirkendes System erfordert gegenüber einem passiven per Definition zusätzliche Energie für den Betrieb während der Heizperiode. Im Rahmen einer angestrebten ökologischen Gesamtlösung sollen die benötigten im Ver­ hältnis sehr niedrigen Temperaturen aus einer (nieder-ex­

Bild 4. Außentemperaturabhängige Wärmestrom-Darstellung der ILB-Wand mit zwei aktiven Ebenen nach Bild 2 und 3, dem passiven ILB-Bauteil und einer Referenzwand in Anlehnung an EnEV 2016 mit U = 0,21 W/(m2K) Fig. 4. Heat flows, depending on outside temperature, shown for the components ILC with two tube levels (as in Figs. 2 and 3), ILC passive and a reference wall based on EnEV 2016 with a U value of 0.21 W/(m2K)

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ergetischen) regenerativen Quelle (bzw. Speicher) genutzt und gleichzeitig der automatisch höhere Exergiebedarf für die Raumheizung reduziert werden (vgl. Bild 5). Als hin­ sichtlich des Temperaturniveaus sowie der Speicherkapa­ zität geeignet wird eine direkte Erdwärmenutzung vorge­ schlagen (Exergiebedarf nur aus Umwälzpumpe – vgl. [15]).

In Berlin beträgt die Grundwassertemperatur in einer Tiefe von 100 m etwa zwischen 10,5 und 12,5 °C und steigt pro 100 m um 2,5 bis 3,0 K an [16]. In [17] wird für einen dem vorliegenden ähnlichen Fall die Verwendung einer Ko­ axial-Erdwärmesonde propagiert. Das Konzept des Erd­ wärmespeichers soll durch die Nutzung von Sonnenener­ gie mittels photovoltaisch-thermischen Kollektoren (PVT) ergänzt werden. Ein Teil der solar-thermisch gewonnenen Exergie kann direkt zur (saisonalen) Regeneration (oder so­ gar geringfügigen Überhitzung) über die Koaxialsonde ins Erdreich geleitet werden. Zum Be- und Entladen des Erd­ reiches wird die Fließrichtung im gedämmten Zentralrohr der Koaxialwärmesonde umgekehrt. Die äußere Hülle be­ steht aus einer flexiblen Membran, die sich durch den Über­ druck an das Bohrloch presst, sodass eine (Beton-)Hinter­ füllung nicht erforderlich ist. Durch den Betrieb mit reinem Wasser können somit Koaxialsonden auch in Gebieten mit sensiblen Grundwasserverhältnissen eingesetzt werden.

Eine Bemessung steht hier noch aus.

Für den Fall, dass während der Übergangsjahreszeiten der Exergiebedarf in der aktiven Wandebene höher ist als er aus dem Erdreich zur Verfügung steht (beispielsweise bei einem unter Abschn. 3.5 genannten benötigten Tempera­ turanhub in TA.i von +10 °C auf 18 °C), wäre zum einen ein direktes Abgreifen von solar-thermischer Exergie für die Ak­ tivierung möglich, zum anderen eine photovoltaische Nut­ zung für den Betrieb einer Wärmepumpe (mit der Wärme­ pumpen-Leistung P). Hierbei muss die Exergie effektiver genutzt werden als über die alleinige Raumbeheizung RH bei nicht aktivierter Außenwand (PWP|RH.TA.passiv). Dies ist solange gegeben wie bei thermischer Aktivierung der redu­ zierte Raumheizbedarf (PWP|RH.TA) plus die Leistung für den Temperaturanhub in TA.i (PWP|TA+) niedriger ist, also

PWP \RH.TA.passiv > PWP \RH.TA + PWP \ TA

Nach [9] erfolgt die Berechnung der Antriebsenergie der Wärmepumpe jeweils mit der Formel PWP = [1 − (θWärmequelle/θVorlauf-Temperatur)] ⋅ q ⋅ (1/ζWP) mit

ζ WP =

(

COPWP

θ Vorlauf − Temperatur / θ Vorlauf − Temperatur − θ Wärmequelle

)

als dem exergetischen Wirkungsgrad (hier zur Vergleich­ barkeit konstant mit 0,5 eingesetzt). Für q wäre jeweils qi, qi-red und qTA einzusetzen (vgl. Bild 2). Berechnungen zei­ gen, dass in Abhängigkeit von der Vorlauftemperatur des Raumheizungssystems ein effektiverer Betrieb durch den zusätzlichen Temperaturanhub der aktiven Dämmung möglich ist. So beträgt z. B. bei einer Vorlauftemperatur von +40 °C für RH bei einer Außentemperatur von +5,0 °C die Exergieeinsparung etwa 33 %. Hingegen geht bei ei­ nem Vergleich mit einem niedertemperierten Flächenheiz­ system (+26 °C) bei gleicher Außentemperatur die Einspa­ rung gegen null. Der hier vorgeschlagene Konzeptansatz verweist auf das mögliche Potenzial, das durch weitere Untersuchungen und Optimierungen (z. B. für den COPWP bei geringem Temperaturhub – vgl. [17]) konkretisiert wer­ den müsste.

4.2 Feuchteverhalten Das hier betrachtete Infraleichtbeton-Bauteil zeichnet sich unter anderem sowohl durch seine thermischen Eigen­ schaften als auch seine hohe Lebensdauer aus. Eine über­ mäßige, anhaltende Durchfeuchtung würde beidem entge­ genwirken. In [7] wird gezeigt, dass einerseits die Wärme­ leitfähigkeit einer Leichtbetonwand bei zu hohem Feuchtegehalt vor allem in Kombination mit feuchtem Außenklima vorher errechnete Laborwerte deutlich über­ steigt, andererseits aber gefügedichter Leichtbeton – insbe­ sondere bei einer Hydrophobierung der Oberfläche – ähn­ liche Wasseraufnahmekoeffizienten wie Normalbeton auf­

Bild 5. Energiefluss-Darstellungen für die jahreszeitabhängigen Aktivierungsszenarien, Art der Darstellung nach [15] Fig. 5. Energy flows for seasonal activation scenarios, after [15]

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Bild 6. WUFI-Darstellungen der Simulationsergebnisse für den Betrachtungszeitraum 15.12.2012 bis 15.03.2013. Einstellung des Anfangs-Feuchtegehaltes bei 65 %. Darstellung für die Temperatur und relative Feuchte in ILB.a und TA.a-ILB.a-außen (Monitorposition bei 6 cm von der Wandaußenseite). Darstellung der Feuchtespeicherfunktion ILB durch die Herleitung aus den – auf die relative Feuchte bezogenen – Wassergehalten, zu 50 % aus den Mittelwerten von Blähton-, Bims- und PorenBeton sowie zu 50 % aus Beton C35/45 und Beton W/Z = 0,5 aus der WUFI-Materialdatenbank Fig. 6. Presentation of simulation results for the observation period 15.12.2012 to 15.03.2013 using WUFI software. Initial moisture content was set to 65%. Temperature and relative moisture in ILC.a and TA.a-ILC.a-outside (monitor position at 6 cm from the outside of the wall). Moisture storage function of ILB as derived from the water content – related to relative moisture – at 50 % of the average for expanded clay, pumice concrete and porous concrete and 50 % of C35/45 concrete and W/Z concrete = 0.5 from the WUFI materials database.

zuweisen hat. Nach [3] sorgt die unter Abschn. 2.1 dargestellte gute Ausbildung der Kontaktzone zwischen Bindemittelmatrix und Zuschlag dafür, dass sich Feuchtig­ keit in erster Linie nur über die beiden Komponenten selbst einstellt (vgl. Bild 1 – Funktionsprinzip Infraleicht­ beton – hygrisch – nach [3]). Um den Einfluss der thermi­ schen Aktivierung mit in die Betrachtung aufnehmen zu können, wurde das Verhalten des Bauteils mit einer eindi­ mensionalen Betrachtung mithilfe des Programms Wärme und Feuchte Instationär (kurz WUFI − Version PRO) des Fraunhofer IBP (Institut für Bauphysik) simuliert. Für eine realistische Abbildung fordert WUFI verschiedene Mate­ rial­kennwerte. Von (gefügedichtem) Infraleichtbeton liegt davon ein maßgeblicher Teil noch nicht gesichert vor, so­ dass sowohl Annahmen getroffen als auch Werte von in der WUFI-Materialdatenbank vorliegenden Betonen abge­ leitet werden mussten. Da kein auf die interne Wärme­ quelle abgestimmter Klimadatensatz zur Verfügung steht, wurde hilfsweise die Kapillarrohrebene mit einer unend­ lich hohen Wärmekapazität und der Anfangstemperatur gleich der Temperatur θTA der aktiven Ebene simuliert. Als Aufbau wurde die oben bereits vorgeschlagene Variante „TA.a.7-TA.i.25-ILB.10|40“ (Rohrebenen bei dTA gleich 7 und 25 cm) gewählt. Da das Programm pro Betrachtungs­ zeitraum nur eine Aktivierungstemperatur zulässt, zeigt Bild 6 die Ergebnisse über eine viermonatige Aktivierungs­ phase in der Rohrebene TA.a von Mitte Dezember bis Mitte März.

Erläuterungen zu Bild 6: Zugrundeliegende ILB-Werte: Gesichert [ILB.a | ILB.i]: Rohdichte ρ [600 kg/m3 | 780 kg/m3], Wärmeleitfähigkeit λ [0,150 W/(m2K) | 0,193 W/(m2K)], spezifische Wärmeka­ pazität c [800 J/(kgK) | 870 J/(kgK)], Porosität (1 − ρroh/ρrein) [0,76 m3/m3 | 0,69 m3/m3], Wasserdampfdiffusionswider­ standszahl μ [25 | 35]; Annahme/Herleitung: Bezugsfeuchtegehalt [38 kg/m3 | 50 kg/m3], freie Wasser­ sättigung [167 kg/m3 | 217 kg/m3], Wasseraufnahmekoeffi­ zient [0,005 kg/m2s0,5], Wärmeleitfähigkeitszuschlag Feuchte [6,5 %/M-%], Wärmeleitfähigkeitszuschlag Temperatur [0,0002 W/(m2K)], typische Baufeuchte [100 kg/m3].

Die Grafiken zeigen bei der Temperatur den deutlichen Einfluss der thermischen Aktivierung, das Ergebnis für die relative Feuchte ist bei aktiviertem Bauteil TA-ILB nahezu gleich dem beispielhaft bei 65 % voreingestellten Anfangs­ feuchtegehalt, bei ILB zeichnet sich indes über die vier Monate ein Anstieg um zirka 3 % ab. Dieser resultiert ver­ mutlich aus der geringeren Wasseraufnahmekapazität auf­ grund den – gegenüber der thermisch aktivierten Wand – niedrigeren Bauteiltemperaturen. Auch wenn die Ergeb­ nisse grundsätzlich mit den Aussagen beispielsweise in [3] und [7] einhergehen, lassen die o. g. Unzulänglichkeiten insbesondere auch zu Langzeit-Transport- und -SpeicherPhänomenen noch keine abschließenden Aussagen zu.

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Ebenso wie unter Abschn. 3.6 angemerkt ist eine detailliertere Simulation, die Untersuchung weiterer Materialkennwerte und möglicherweise ein Versuchsaufbau mit Klimatisierung empfehlenswert.

4.3 Ökologische Bewertung Aufgrund unzulänglicher Daten und Erfahrungswerte zu dem untersuchten Wandsystem wird bewusst eine ökologische Bewertung einer vollumfänglichen Bilanzierung vorgezogen. Nach der Betrachtung des Baustoffes folgt die Bewertung des Bauteiles als bewehrtes, aktiviertes Fertigteil.

4.3.1 Der Baustoff Infraleichtbeton Der unter ökologischen Aspekten ideale Baustoff würde im Einzelnen –– die Rohstoffgewinnung und Herstellung ohne Anfall die Umwelt belastender Wirkungen, –– den ausschließlichen Einsatz regenerativer Energiequellen, –– keine Belastungen für Mensch und Umwelt (Erde, Wasser, Luft) während der Nutzungsphase und –– eine Material (-konzeption), die quantitativ und qualitativ eine zu 100 % verlustfreie Rückführung in den Produktionsprozess und/oder biologischen Kreislauf ermöglicht, beinhalten. Dieser Anforderung kann (Infraleicht-)Beton schon per Definition nicht genügen. Selbst für den Fall einer quantitativ (und qualitativ) hundertprozentigen Rückfüh-

rung als Zuschlag in den Herstellungsprozess könnten durch diesen als Zuschlag maximal 70 % des neuen Werkstoffes ersetzt werden (Verhältnis Zuschlag − Bindemittel − Wasser von 70 − 20 − 10), sodass beispielsweise bei Rückführung von 1 t Altbetonzuschlag 1,43 t neuer (Infraleicht-) Beton erzeugt würden. Eine Verwertung auf einem niedrigeren Qualitätsniveau bietet die Nutzung von Altbetongranulat im Landschaftsbau.

Betrachtet man die Herstellung der InfraleichtbetonAusgangsstoffe (nach [2]), sind vor allem die sehr energieintensive Herstellung von Zement (Brennprozess bei 1.450 °C) als Bindemittel sowie Blähton (Blähprozess zwischen 1.200 und 1.250 °C) als Leichtzuschlagskörnung und die damit verbundenen Wirkungen auf die Umwelt zu nennen. Der mit der monolithischen Bauweise einhergehende hohe Materialverbrauch verstärkt diesen Effekt nochmals (vgl. Bild 7). Der Anteil von erneuerbaren Energiequellen fällt dabei nach [19] mit 1,9 % (Zement) bzw.

9,8 % (Blähton) noch gering aus.

Auf der Zementseite könnte als Alternative ein hüttensand-basiertes Bindemittel verwendet werden. Solange Hüttensand als Nebenprodukt der Stahl- und Eisenherstellung sozusagen als von seinem ökologischen Rucksack befreit eingestuft wird, fallen die Umweltauswirkungen erheblich geringer aus, da zur Bindemittel-Erzeugung kein zusätzlicher Brennprozess mehr erforderlich ist. Aufgrund seiner niedrigen Anfangswärmeentwicklung ist Hüttensand grundsätzlich zur Herstellung des massigen Infra­ leichtbetonbauteils geeignet.

Als Leichtzuschlag-Alternative kommt neben Blähglas das an der Bauhaus-Universität Weimar und dem Institut

Bild 7. Säulendiagramm mit PEI n.e. und GWP 100 nach [19] für jeweils 1 m2 Wandfläche über einen Betrachtungszeitraum von 50 Jahren und einem U-Wert der Vergleichsaufbauten von U = 0,20 W/(m2K), ergänzt durch drei ILB-Aufbauten, jeweils mit einem Hüttensand-basierten Bindemittel ohne zusätzlichen Brennprozess und den Leichtzuschlägen Blähton, Blähglas und Blähgranulat Fig. 7. Bar charts of PEI n.e. (primary energy content, non renewable) and GWP 100 after [19] for 1 m2 of each wall type over a 50-year period at a U value for the comparative constructions of U = 0.20 W/(m2K), plus three ILC constructions, each with a cement based on blast furnace slag, with no additional firing, and the lightweight aggregates expanded clay, ­expanded glass and expanded granulate

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für Angewandte Bauforschung Weimar IAB entwickelte so­ genannte Blähgranulat in Frage. Gegenüber dem im Tage­ bau gewonnenen Blähton zeichnen sich die beiden Alterna­ tiv-Materialien dadurch aus, dass sie zu 100 % aus rezyklier­ tem Material bestehen. Blähglas aus Altglas-Bestandteilen, die für anderweitiges Recycling kein Anwendungspotenzial besitzen [19], Blähgranulat aus heterogenem Mauerwerks­ bruch (Eine Erprobung fand bisher aber lediglich labortech­ nisch statt [20]). Allerdings ist für die benötigte Porosität des Außenwandbauteils bei beiden – wenn auch auf einem etwas niedrigeren Temperaturniveau – wiederum ein zur Aufblähung notwendiger Brennprozess erforderlich.

Die bei Verwendung von Blähglas nicht auszuschlie­ ßende Alkali-Kieselsäure-Reaktion mit einhergehender Vo­ lumenvergrößerung durch Wasseraufnahme wird im vorlie­ genden Fall als unkritisch eingestuft. Als Grund ist einer­ seits der ausreichende Ausweichraum aufgrund der hohen Porosität zu nennen, andererseits der hohe AKR-Wider­ stand von Hüttensand [21] sowie die in [7] dargestellten Erfahrungswerte mit blähglashaltigen Leichtbetonen.

dauerhaft leistungsstarken Bauteils geschaffen. Darüber hinaus setzt sich das einschalige Wandsystem aus nur vier Einzelkomponenten zusammen, und zwar Bindemittel und Leichtzuschlag sowie Bewehrung und Kapillarrohr­ matten. Eine Verbindungstechnologie, die nicht nur eine Wiederverwendung des Bauteils ermöglicht, sondern vor allem auch den statischen Anforderungen großstädtischer Gebäudegrößen genügt (vgl. Abschn. 1.1), stellt eine wei­ tere Herausforderung dar. Im Folgenden kann dazu ledig­ lich ein erster Ansatz geleistet werden.

5 Architektonische Umsetzung 5.1 Fertigteil Prinzipiell soll eine Erstellung in Ortbetonweise nicht aus­ geschlossen werden. In der möglichen mit überschauba­ rem Aufwand hochwertigeren Herstellung unter kontrol­ lierten Bedingungen im Werk werden aber maßgebliche technische, wirtschaftliche und ökologische Vorteile gese­ hen. Ergänzend zu der Darstellung im vorhergehenden

4.3.2 Das thermisch aktivierte Infraleichtbeton-Fertigteil Als Außenwandbauteil dient zur Rissebreitenbeschrän­ kung nach [22] eine zu beiden Seiten oberflächennah ein­ gebrachte Bewehrung. Ebenso an der TU Berlin unter­ sucht, stellen Matten aus Textilfasern funktional eine Alter­ native dar. Als schwierig stellt sich hierbei die Lagesicherung während der Fertigteilherstellung dar, ein Umstand, der ebenso für die Kapillarrohrmatten gilt. Letztgenannte müs­ sen zur einwandfreien Wärmeübertragung vom Kapillar­ rohr zum Beton ebenfalls lunkerfrei umhüllt werden.

Die Kapillarrohrmatten selbst bestehen zu 100 % aus dem Kunststoff Polypropylen. PP wird direkt aus dem Ba­ sisprodukt Propen gewonnen, sodass der Energieaufwand im Vergleich zu anderen Kunststoffen gering ist. PP gilt als grundwasserneutral, feuchteunempfindlich, beständig ge­ gen sauerstoffbedingte und mikrobakterielle Korrosion, frei von Additiven und Weichmachern sowie langzeitstabil.

Durch den geringen Rohrdurchmesser in Verbindung mit der Oberflächenspannung des Wassers wirken die Kapil­ larrohrmatten selbstentlüftend und werden damit herstel­ lerseitig als wartungsfrei bezeichnet [19], [23].

Um dem mangelnden Wiederverwertungspotenzial von Beton entgegenzuwirken, wird eine Wiederverwen­ dung durch eine de- und remontierbare Verbindungstech­ nologie der Fertigteile vorgeschlagen.

4.3.3 Fazit Dem geringen Substitutionspotenzial und dem hohen Her­ stellungsenergieaufwand von Infraleichtbeton steht nach [3] und [7] bei sorgfältiger Herstellung hingegen eine äu­ ßerst lange Lebensdauer von mehr als hundert Jahren ge­ genüber. Dies gilt grundsätzlich auch für die aus Polypro­ pylen bestehenden Kapillarrohrmatten, wobei für eine wandintegrierte und funktionssichere Lebensdauer noch Erfahrungswerte fehlen. Bei Übertragung der bei der Her­ stellung von Architekturbeton gängigen hochwertigen Ver­ arbeitungsqualität unter werkseitig kontrollierten Bedin­ gungen auf das oben dargestellte Anforderungsprofil sind prinzipiell die Voraussetzungen für die Erstellung eines

Bild 8. Prinzip-Darstellung Axonometrie, Vertikal- und Horizontalschnitt im Bereich der Fertigteilfuge. Fuge: Innenseitig dauerelastische Verfugung vor Brandschutzschnur, außenseitig Fugenprofil vor vorkomprimiertem Fugenband, Füllung mit verdichteter Hanfleichtlehm-Mischung, stahlbaumäßige Verbindungs-Elemente, Einbau und Verschluss über versetzt angeordnete Aussparungstaschen von oben, Demontage mit speziellem Schlüssel über Fuge, Bauteil: zwei Kapillarrohrmatten-Ebenen, beidseitig oberflächennahe Bewehrungsmatten Fig. 8. Schematic axonometric design for a precast concrete construction joint, in vertical and horizontal section. Joint: on the inside, permanently elastic bonding applied in front of fire rope; on the outside, joint profile in front of precompressed sealing strip, joint filled with a compressed mixture of hemp and light clay; fasteners made of steel, installed and secured from above using offset recessed pockets; disassembling with a special key; Component: two levels of capillary tube matting, reinforcement mesh close to the surface on both sides

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Bild 9. Anforderungsprofil an ein thermisch aktiviertes Infraleichtbeton-Fertigteil-Baukastensystem, hergeleitet aus Bau-/ Fertigteil und Ort/Fassade. Oben dargestellt der Systemansatz bis zur Fensterintegration mit Kapillarrohrmatten-Anschluss über die Decke in einem an den Fenstereinbau anschließenden Brüstungselement Fig. 9. Requirements profile for a modular system made of Thermally Activated precast Infra-Lightweight Concrete, deduced from component/precast element and building position/façade. The illustration above shows the systems approach to the point of integrating window components, in conjunction with capillary tube matting connected via a specific window parapet to the floor

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Abschnitt betrifft dies zum Beispiel die homogene Vertei­ lung der Betonmischung, die Oberflächenbehandlung und Nachbearbeitung, das Einbringen und Lagesichern von Kapillarrohrmatten und Bewehrung, die Schalungskosten oder die Unabhängigkeit von der Witterung. Nimmt man das Fenster als in das Fertigteil integriertes Element mit in den Vorfabrikationsprozess auf, ergibt sich daraus eine nochmals deutliche Verkürzung der Bauzeit sowie eine er­ zielbare Qualitätssteigerung hinsichtlich der Dichtigkeit der Anschlussfugen. Der Fertigteilfuge als konstruktivem und bauphysikalischem (Feuchte-, Wärme-, Schall-, Brand­ schutz) Schwachpunkt des Systems gilt besondere Auf­ merksamkeit. Bewegungen aus dem Baugrund sowie aus Feuchtigkeits- und Temperaturschwankungen – wie Sonnen­ einstrahlung, wechselnde Außentemperaturen, Schlagregen und Luftfeuchtigkeit – sowie aus zulässigen Bautoleranzen dürfen die Dichtigkeit der Fugen nicht beeinträchtigen.

Nach [24] kann die Anforderung an einen demontierbaren, wieder lösbaren Verschluss der horizontalen Auflagerfu­ gen auch mit einem quellfähigen Mörtel und einer Behand­ lung der fugenseitigen Betonflächen mit Trennmittel erfüllt

werden. Neben der Sicherstellung der Dichtigkeit würde sich die gleichmäßige Druckverteilung bei vollflächigem Mörtelauftrag positiv auswirken. Für die vertikalen Fugen hingegen würde die Demontierbarkeit mit einer verguss­ freien (stahlbaumäßigen) Verbindungstechnologie erfüllt werden können. Bild 8 stellt die Fugenausbildung mit einem möglichen Ansatz für einen wieder lösbaren Verschluss dar.

Die maximal möglichen Fertigteilabmessungen werden maßgeblich durch die Größenbeschränkung für StandardStraßentransporte bestimmt. Diese betragen 3,50/7,25 m bzw. 3,20/12,50 (>7,25) m, darüber hinausgehende Abmes­ sungen erfordern Sondertransporte.

5.2 Modulares Fertigteil-Baukastensystem In den vorhergehenden Abschnitten ist das Wandsystem mit seinen einzelnen Aspekten im Ansatz dargestellt wor­ den. Das sich daraus ergebende durchaus komplexe Anfor­ derungsprofil soll innerhalb eines Baukastensystems mit dem Ziel organisiert werden, ein unter Konkurrenzbedin­

Bild 10. Möglicher Baukasten-Ansatz unter Berücksichtigung von Fertigteilausbildung, Fensterposition und Kapillarrohrmattengrößen und -anordnung. Favorisierung der Fensterposition am unteren Fertigteilrand, resultierend aus vollständigem Lastabtrag, flächendeckender Anordnung und hydraulischer Anforderungen der Kapillarrohrmatten sowie einheitlicher stahlbaumäßiger Fugenverbindungen Fig. 10. A possible modular system approach, taking account of precast element construction, window position and the ­arrangement and size of capillary tube mats. Preferenced position of window composition on the lower edge as a result of complete transfer of load, ensuring full coverage of capillary tube matting including their hydraulic requirements and a ­consistently steel construction-type jointing

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Bild 11. Perspektivische Darstellung einer möglichen Fassadengestaltung nach dem beispielhaft hergeleiteten Baukastenprinzip-Vorschlag Fig. 11. Perspective views of a possible façade design according to the modular principles used as an example above

gungen marktfähiges Produkt anbieten zu können. Dabei sollen die Module mit dem Anspruch entwickelt werden, als standardisierte Einzelbausteine mit klar definierten Schnittstellen innerhalb eines vorgegebenen Rasters maxi­ male Kompatibilität und gestalterische Freiheiten zuzulas­ sen. Die oben dargestellte Vielzahl von Randbedingungen muss prinzipiell gewährleisten können, alte gegen neue Elemente auszutauschen und vorhandene um neue zu er­ gänzen.

Die optimale Annäherung wird in einem iterativen und rückgekoppelten Abarbeiten der einzelnen Anforde­ rungsparameter gesehen. Grundsätzlich können dabei die beiden Ebenen Thermisch aktiviertes Infraleichtbeton-Fer­ tigteil und ortsabhängiger Gebäudeentwurf unterschieden werden (vgl. Bild 9). Die den Entwurf beeinflussenden technischen Parameter resultieren in erster Linie aus der Fertigteilherstellung und der Integration von Kapillarrohr­ matten sowie Fensterelementen. Die einer hochwertigen technischen Ausführung entsprechende räumliche Qualität soll bei der beispielhaften Betrachtung eines verdichteten städtischen Wohnungsbaus die Möglichkeit variierender Fensterformate sowie unterschiedlicher Raum- und Brüs­ tungshöhen bis hin zu eineinhalbgeschossigen Räumen mit einbinden. Basis für ein festzulegendes Raster ist zunächst der Vorschlag einer vielseitig und mehrfach einsetzbaren Rasterschalung. Dafür vorteilhaft ist eine gleiche Rastertei­ lung in beiden Richtungen. Einem Raster von beispiels­ weise 80 bzw. 40 cm könnten sämtliche maßlich abhängi­ gen Parameter untergeordnet werden. Die Bilder 9 und 10 stellen jeweils im Ansatz die Herangehensweise sowie die Entwicklung eines entsprechenden Baukastenentwurfs dar. Bild 11 zeigt, wie eine Umsetzung im Ansatz aussehen könnte. Auch hier würde zu den nächsten Schritten eine Überprüfung an einem kompletten Gebäudeentwurf – auch im Hinblick auf Transport und Montage – zählen.

6 Fazit und Ausblick Dargestellt wurde die Funktion der aktiven Dämmung als eine Art „Temperatur-Barriere“, die insbesondere bei sin­

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kenden Außentemperaturen mit niedrigen Systemtempera­ turen zu einer deutlichen Reduzierung des Wärmestromes aus dem Innenraum führt. Sowohl die isolierte Betrach­ tung des Bauteiles als auch das Ausstehen komplexerer Simulationen lässt eine Bewertung über die Zukunftsfähig­ keit einer thermisch aktivierten Infraleichtbeton-Fertigteil­ bauweise noch nicht abschließend zu. Die grundsätzlich in Abhängigkeit und gemeinsam mit einem Gesamtenergie­ konzept unter Berücksichtigung der örtlichen Gegebenhei­ ten und dem architektonischen Entwurf abzuwägende Entscheidung birgt aber auch die Möglichkeit, im Rahmen einer integrativen Planung von Beginn an vorhandene Sy­ nergien zu nutzen (beispielsweise die Verwendung von Abwärme für die thermische Aktivierung). In diesem Zu­ sammenhang – hier ist lediglich der winterliche Wärme­ schutz der Außenwand betrachtet worden – wäre der som­ merliche Wärmeentzug durch die thermische Außenwand­ aktivierung und der Einbezug der gesamten Gebäudehülle inklusive der Dachhaut ein weiterer Aspekt. Dies verdeut­ licht nochmals die generell flexible Anpassbarkeit eines aktiven Systems auch für zukünftige Anforderungsszena­ rien.

Aus Sicht der ökologischen Dimension der Nachhal­ tigkeit ist die Frage berechtigt, wie sinnvoll es ist, einen nicht idealen Baustoff (bezogen auf das geringe Substitu­ tionspotenzial und die hohe Herstellungsenergie) ökoeffizienter zu gestalten anstatt ein von Beginn an öko-ef­ fektives System zu konzipieren (vgl. [25])? Mit einem steigenden Anteil erneuerbarer Energieträger bei der Herstellung, einer möglichen Wiederverwendung im Zu­ sammenhang mit einer hohen Lebensdauer und der er­ reichbaren Ausführungsqualität unter kontrollierten Werksbedingungen birgt die monolithische, thermisch aktivierte Infraleichtbeton-Außenwand dennoch ein be­ merkenswertes Potenzial für eine ökologische Entwick­ lung.

Eine Stärke des hier vorgestellten aktiv gedämmten Infraleichtbetons, und das macht sicherlich einen Teil des Reizes aus, ist sein ausgewogenes Verhältnis zwischen technischer Komplexität und einfacher Klarheit.

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[7] Filipaj, P.: Architektonisches Potenzial von Dämmbeton. 2., überarb. U. erw. Aufl. Zürich: vdf 2010.

[8] Researchers at the UPC develop a biological concrete for constructing “living” façades with lichens, mosses and other microorganisms. Barcelona 2012. URL http://www.upc.edu/ saladepremsa/aldia/mes-noticies/researchers-at-the-upc-develop-a-biological-concrete-for-constructing-201cliving201dfacades-with-lichens-mosses-and-other-microorganisms?set_ language=en [9] Glück, B.: Umweltschonende Raumheizung und -kühlung durch multivalenten Einsatz von Kunststoff-Kapillarrohrmat­ ten. 2003. Forschungsbericht der Fa. Clina Heiz- und Kühl­ elemente GmbH Berlin und der Westsächsischen Hochschule Zwickau. Projektträger Jülich. URL http://www.berndglueck. de/kapillarrohrmatten.php – Aktualisierungsdatum 31.10.2014.

[10] Jenisch, R., Stohrer, M. et al.: Lehrbuch der Bauphysik, 5.

Aufl. Stuttgart/Leipzig/Wiesbaden: B. G. Teubner 2002.

[11] Glück, B.: Berechnungssoftware Homogen. URL http:// berndglueck.de/veroeffentlichungen.php – Aktualisierungs­ datum 31.10.2014.

[12] TRNSYS. Transient System Simulation Tool. URL http:// www.trnsys.com – Aktualisierungsdatum 31.10.2014.

[13] Torio, H.: Comparison and optimization of building energy supply systems through exergy analysis and its perspectives.

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[14] Kranzl, L., Müller, A.: LowEx – Das Konzept der Exergie in energieökonomischen Analysen. Berichte aus Energie- und Umweltforschung. Wien: Bundesministerium für Verkehr, In­ novation und Technologie BMVIT 2012.

[15] Meggers, F., Baldini, L., Leibundgut, H.: An Innovative Use of Renewable Ground Heat for Insulation in Low Exergy Building Systems. Energies Vol. 5 (2012), Iss. 8, pp. 3149–3166.

[16] Senatsverwaltung für Stadtentwicklung und Umwelt Ber­ lin: Karte 02.14.16 – Grundwassertemperatur 100 m unter Geländeoberkante. URL http://www.stadtentwicklung.berlin. de/umwelt/umweltatlas/dinh_02.htm.

[17] Leibundgut, H.: Low Ex Building Design. Zürich: vdf 2011.

[18] Bundesministerium für Verkehr, Bau und Stadtentwick­ lung/Bayrische Architektenkammer: Öko-bau.dat – Informa­ tionsportal Nachhaltiges Bauen. URL http://www.nachhalti­ gesbauen.de/oekobaudat.

[19] Oehler, S., Reinke H.-G.: Ökobilanz von zehn Außenwand­ typen. Greenbuilding (2012), Nr. 4, S. 22–26.

[20] Müller, A., Schnell, A., Rübner, K.: Die Herstellung von Leichtgranulaten aus Mauerwerkbruch. Mauerwerk 17 (2013), H. 6, S. 365–371.

[21] Ehrenberg, A.: Hüttensand − Ein leistungsfähiger Baustoff mit Tradition und Zukunft. Beton-Informationen 46 (2006), H. 4. S. 35–63, H. 5, S. 67–95.

[22] (Information aus persönlichem Gespräch) Technische Uni­ versität Berlin, Fachgebiet Entwerfen und Konstruieren – Mas­ sivbau. 2013.

[23] Clina Heiz- und Kühlelemente GmbH. URL http://www. clina.de.

[24] Künzel, E., Kott, M.: Produktionsintegrierter Umweltschutz im Bereich des Hochbaus der Beton- und Fertigteilindustrie.

Weimar: Zusammenfassender Schlussbericht des Förder­pro­ jek­tes PRO-DOMO. Institut für Fertigteiltechnik und Fertig­ bau IFF 2001.

[25] Braungart, M., Mc Donough, W.: Einfach intelligent produ­ zieren. 3. Aufl. Deutsche Erstausgabe. Originaltitel Cradle to Cradle: Remaking the Way We Make Things. Berlin: Berliner Taschenbuch 2008.

Autoren dieses Beitrages: Univ.-Prof. Dr.-Ing. Frank Ulrich Vogdt TU Berlin, Fachgebiet Bauphysik und Baukonstruktionen, Sekr. TIB 1 B 3 Gustav-Meyer-Allee 25, 13355 Berlin Dipl.-Ing. Architekt M. Sc. Architektur und Umwelt Markus Helbach Linienstraße 104, 10115 Berlin

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Berichte DOI: 10.1002/bapi.201420000DOI: 10.1002/bapi.201520006

EnEV 2014 – Auswirkungen auf das Bauen mit Betonfertigteilen Matthias M. Middel Rainer Büchel Elisabeth Hierlein

1 EnEV 2014 – Umweltpolitische ­Zielsetzung

2 Wirtschaftliche Lösungen mit ­Betonfertigteilen

In der neuen EnEV 2014 [1] werden die Anforderungen zur Reduktion des Energieeinsatzes beim Betreiben von Gebäuden weiter verschärft. So wird der an dem Referenzgebäude ermit‑ telte Grenzwert des Jahresprimärener‑ giebedarfs um 12,5 % gesenkt werden; für Neubauvorhaben ab dem 1. 1.

2016 sogar um 25 %. Die Anforderun‑ gen an die Wärmedämmung der Ge‑ bäudehülle werden ab dem 1. 1. 2016 um durchschnittlich 20 % angehoben werden.

Der Anstoß zu den weiteren Ver‑ schärfungen kommt aus Brüssel über die Richtlinie 2010/31/EU des Euro‑ päischen Parlaments und des Rates vom 19. Mai ​2010 über die Gesamt‑ energieeffizienz von Gebäuden. Diese EU‑Richtlinie erlaubt im Artikel 9 „Fast-Nullenergiegebäude“ ab dem 31. 12. 2020 nur noch Passiv- und Nullenergie-Neubauten, bei öffent­ lichen Gebäuden sogar schon ab dem 31. 12. 2018. Gleichzeitig fordert sie energieeffiziente Sanierungen im Be‑ stand.

Enthalten ist auch die Vorgabe, den verbleibenden Energiebedarf eines Gebäudes möglichst aus erneuerba‑ ren Energiequellen – auch am Stand‑ ort oder in der Nähe des Gebäudes erzeugt – zu decken.

Die EU‑Mitgliedsstaaten müssen ihre nationalen Regelungen innerhalb von zwei bis drei Jahren nach Inkraft‑ treten der Richtlinie auf das geforderte Niveau anpassen und der EU‑Kom‑ mission alle fünf Jahre berichten, ob sie das angestrebte EnergieeffizienzNiveau erreichen.

Das erhöhte Anforderungsniveau der Energieeinsparverordnung 2014 stellt die Bauschaffenden insgesamt nicht vor unlösbare Probleme. Es wird je‑ doch zunehmend erforderlich werden, die Möglichkeiten einer genaueren Nachweisführung der bauphysikali‑ schen Qualität eines geplanten Ge‑ bäudes zu nutzen. Diese Instrumente, wie z. B. exakte Wärmebrückennach‑ weise [2], stehen heute bereits zur Ver‑ fügung.

Mit wachsenden energetischen Anforderungen gewinnt der sach- und fachgerechte Einsatz leistungsfähiger Baustoffe in Planung, Nachweisfüh‑ rung und Ausführung im Sinne einer gesamtheitlichen Betrachtung zuneh‑ mend an Bedeutung. Zur Erfüllung der baulichen Anforderungen der EnEV 2014 sollten daher folgende grundlegende Aspekte besonders be‑ rücksichtigt werden: –– Begrenzung der Transmissionswär‑ meverluste, –– Minimierung der Wärmebrücken­ effekte, –– Nutzung solarer Wärmeeinträge, –– Nutzung von Speichermassen für den sommerlichen Wärmeschutz, –– Sicherstellung einer hohen Gebäu‑ dedichtheit.

52

2.1 Begrenzung der Transmissions­ wärmeverluste durch hoch­ gedämmte Fassadenelemente und Außenwände Bei üblichen Wohngebäuden und wohnähnlichen Gebäuden stellen die Außenwände in aller Regel die größte

Gebäudefläche dar, die an die Außen‑ luft grenzt. Dementsprechend bedeut‑ sam ist auch ihre energetische Qualität in der Energiebilanz. Wichtige Para‑ meter zur Abschätzung der Transmis‑ sionswärmeverluste sind der Wärme‑ durchgangskoeffizient U der opaken Bauteile sowie der Wärmedurchgangs‑ koeffizient Uw der Fenster. Energetisch hochwertige Außenwandkonstruktio‑ nen mit niedrigen Wärmedurchgangs‑ koeffizienten können auf verschiedene Weise mit Betonfertigteilen hergestellt werden.

Besonders effizient im Hinblick auf den Baustoffeinsatz und den Flä‑ chenbedarf sind dabei mehrschalige Konstruktionen, in denen statische und bauphysikalische Funktionen ge‑ trennt und durch jeweils optimierte Baustoffe erfüllt werden. Dies können sein: –– Betonwandscheiben mit äußerer Wärmedämmung (z. B. Wärme‑ dämmverbundsystem, s. Bild 1); –– Betonwandscheiben mit äußerer Wärmedämmung und Vorsatzscha‑ len (s. Bild 2); –– Betonwandscheiben mit Kerndäm‑ mung (Sandwichelemente, s. Bild 3).

Die Anordnung einer Innendämmung ist grundsätzlich auch möglich, im Neubaubereich aber eher unüblich.

2.2 Begrenzung der Wärmebrücken­ einflüsse Die Transmissionswärmeverluste über die das beheizte Gebäudevolumen be‑ grenzenden Bauteile werden im We‑ sentlichen über die Wärmedurch‑ gangskoeffizienten (U‑Werte) der ent‑ sprechenden Bauteile bestimmt. Diese

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M. M. Middel/R. Büchel/E. Hierlein · EnEV 2014 – Auswirkungen auf das Bauen mit Betonfertigteilen außen qe = –5 °C

innen qi = 20 °C

Bild 1. Außenwand aus Betonfertig­ teilen mit Wärmedämmverbundsystem; Detail: unterer Fensteranschluss in Wandebene [2] außen qe = –5 °C

innen qi = 20 °C

Bild 2. Außenwand aus Betonfertig­ teilen mit Kerndämmung und Vorsatz­ schale; Detail: unterer Fensteranschluss in Wandebene [2]

Wärmeverluste gelten aufgrund des physikalischen Ansatzes für ein un‑ endlich ausgedehntes Bauteil der be‑ trachteten Bauweise. Diese Verhält‑ nisse liegen jedoch in realen Gebäu‑ den nicht vor. Vielmehr sind reale Bauwerke des Hochbaus durch eine Vielzahl von Bauwerksecken, An‑ schlüssen verschiedener Bauteile und vielfach von Materialkombinationen gekennzeichnet. All diese Situationen führen zu einem gegenüber dem „un‑

außen qe = –5 °C

innen qi = 20 °C

Bild 3. Außenwand aus Betonfertig­ teilen mit Kerndämmung (Sandwich­ konstruktion); Detail: unterer Fenster­ anschluss in Wandebene [2]

gestörten“ Bauteil veränderten – meist erhöhten – Wärmestrom und damit veränderten energetischen Eigenschaf‑ ten; man spricht bekanntlich von Wär‑ mebrücken.

Im Bereich dieser Wärmebrücken ist daher die raumseitige Oberflächen‑ temperatur niedriger als in den um­ gebenden Bauteilbereichen. Sinkt die Oberflächentemperatur über einen Zeitraum von mehreren Tagen zu stark ab (unterhalb von ca. 12,6 °C), kon‑ densiert an diesen Oberflächenberei‑ chen die in der Raumluft enthaltende Feuchtigkeit mit der Folge, dass dort die Gefahr einer Schimmelpilzbildung besteht. Eine sachgerechte Planung ist daher an diesen konstruktiv anspruchs‑ vollen Punkten auch aus gesundheit­ lichen Gründen besonders wichtig.

Mit zunehmendem Dämmniveau der Einzelbauteile nimmt der Einfluss dieser konstruktiven Wärmebrücken auf die Gesamtwärmeverluste der Ge‑ bäudehülle zu. Typische konstruktive Wärmebrücken findet man im Hoch‑ bau zum Beispiel: –– an Bauwerkskanten, –– in Bereichen, in denen Innenwände und Geschossdecken in Außen‑ wände anschließen, –– in den Anschlussbereichen von Fens‑ tern, Türen und Toren, –– im Bereich auskragender Bauteil‑ bereiche (z. B. Balkone).

Die Energieeinsparverordnung (EnEV 2014) [1] fordert daher zu Recht, dass

zu errichtende Gebäude so auszufüh‑ ren sind, dass der Einfluss konstruk­ tiver Wärmebrücken auf den JahresHeizwärmebedarf mit wirtschaftlich vertretbaren Maßnahmen so gering wie möglich gehalten wird.

Die EnEV 2014 bietet – wie bis‑ her – mehrere Möglichkeiten zur Be‑ rücksichtigung von Transmissionswär‑ meverlusten infolge Wärmebrücken HWB. So können mögliche Wärmebrü‑ cken zum einen über einen pauscha‑ len Zuschlag im energetischen Nach‑ weisverfahren berücksichtigt werden.

Dies kann im Wohnungsbau z. B. mit einem pauschalen Zuschlag ΔUWB = 0,05 W/(m2·K) auf die gesamte Wärme übertragende Umfassungsfläche A ge‑ schehen.

Voraussetzung hierfür ist, dass die Bauteilanschlüsse des betrachte‑ ten Gebäudes nach Beiblatt 2 zur DIN 4108 [3] geplant und ausgeführt werden. Wenn z. B. eine Außenwand einen U‑Wert von 0,25 W/(m2·K) auf‑ weist, ist für den Wärmeschutznach‑ weis der U‑Wert von 0,25 W/(m2·K) rechnerisch um 0,05 W/(m2·K) auf 0,30 W/(m2·K) zu erhöhen. Dies kann beträchtliche Mehrinvestitionen für Dämmmaßnahmen und erhöhte Kon‑ struktionsdicken verursachen.

Die Energieeinsparverordnung (EnEV) bietet jedoch auch die Mög‑ lichkeit, einen genauen Nachweis der Wärmebrücken nach DIN V 4108–6 [4] zu führen. Ermittelt wird dabei ein längenbezogener Wärmedurchgangs‑ koeffizient als Ψ-Wert. Dieser genaue Nachweis ergibt in aller Regel deut‑ lich günstigere Werte und führt damit zu wirtschaftlicheren Schichtdicken, erfordert jedoch in der Berechnung einen sehr hohen Zeitaufwand.

Für fast 1000 Konstruktions­ details des Wohnungs- und Nichtwoh‑ nungsbaus mit mehr als 10,8 Mio. Variationen hat deshalb die deutsche Zement- und Betonindustrie solche Detailberechnungen durchgeführt und in einem Planungsatlas für den Hoch‑ bau [2] aufbereitet.

Mit diesen Werten können der Zeitaufwand des Planers für den Nach‑ weis und die Dämmschichtdicken er‑ heblich reduziert werden, so dass wirt‑ schaftlicher gebaut und bei gleichen Außenabmessungen wertvoller Wohn‑ raum für Bauherren gewonnen wer‑ den kann.

Für Sandwich-Wandelemente aus Betonfertigteilen liegen Planungshilfen

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M. M. Middel/R. Büchel/E. Hierlein · EnEV 2014 – Auswirkungen auf das Bauen mit Betonfertigteilen

Bild 4. Thermische Optimierung der Fassade durch Stahlbeton-Sandwichelemente (Bild: Enotherm, Bochum)

[5] vor, mit denen deren energetische Leistungsfähigkeit noch effizienter in Nachweisführungen eingebracht wer‑ den kann.

3 Betonfertigteile für den Sommer­ lichen Wärmeschutz Bei Wärmeschutzmaßnahmen denkt man in Deutschland zumeist nur an den Schutz vor winterlicher Kälte.

Doch auch in heißen Sommern, von denen es auch in Deutschland in Zu‑ kunft immer mehr geben soll, muss die Behaglichkeit in Wohnräumen ge‑ währleistet bleiben. Trotzdem ist aus Gründen der Energieeffizienz mög‑ lichst auf den Einsatz von Klimaanla‑ gen zu verzichten und durch bauliche Maßnahmen Vorsorge zu treffen.

Die EnEV 2014 [1] intensiviert diesen Weg, in dem sie einen modifi‑ zierten Nachweis des sommerlichen Wärmeschutzes fordert.

Der Nachweis wird raumbezo‑ gen geführt, wobei Planer dies nicht für jeden Raum des Gebäudes durch‑ führen müssen, sondern den sommer‑ lichen Wärmeschutz auf den „kriti‑ schen Raum“ beschränken können.

Die Nachweisführung kann entweder über thermische Gebäudesimulationen oder über die Begrenzung der Son‑ neneintragskennwerte erfolgen. Beide Verfahren sind in DIN 4108-2 [6] be‑ schrieben, wobei die Begrenzung des

54

Sonneneintrags im Wohnungsbau wohl überwiegend zum Einsatz kom‑ men wird.

Wie bisher werden bei dieser Nachweisführung die von der Orien‑ tierung und Qualität der Fenster und Verschattungen abhängigen Sonnen‑ einträge des betrachteten Raumes den zulässigen Sonneneinträgen gegen‑ übergestellt. Die zulässigen Höchst‑ werte der Sonneneintragskennwerte sind wesentlich von der Bauart ab‑ hängig. So tragen schwere Bauweisen mit Betonfertigteilen maßgeblich zum angenehmen Raumklima im Sommer bei, ohne dass kostspielige und den Energiebedarf belastende Raumküh‑ lungen installiert werden müssen. Wei‑ tere Details zur Nachweisführung des sommerlichen Wärmeschutzes sind u. a. in [7] nachzulesen.

4 Thermisch genutzte Betonbauteile Energieeffizient zu planen und zu bauen bedeutet, die in den Wohnge‑ bäuden für die hygienischen und das Wohlbefinden erforderlichen Energien so auszulegen, dass möglichst wenig Energie aus Heizungs- und Kühlungs‑ systemen dem Gebäude zugeführt wer‑ den muss. Durch Standort bezogene Gebäudeausrichtung können die Wär‑ meeinträge in das Gebäude so ausge‑ legt werden, dass ein erheblicher An‑ teil der benötigten Energie durch die

Sonnenenergie bereits abgedeckt wird. Über den Tagesverlauf und über die Jahreszeiten ändern sich der schein‑ bare Sonnenstand und damit der Ein‑ fallwinkel der Sonnenstrahlen. Dem‑ entsprechend ist auch der solare Wär‑ meeintrag in Wohngebäude keinesfalls eine konstante sondern eine sich zeit‑ lich verändernde Größe.

Für das energieeffiziente Bewirt‑ schaften von Gebäuden stellt sich die Aufgabe, die kostenlos zur Verfügung stehende solare Wärme möglichst voll‑ ständig nutzen zu können. Das bedeu‑ tet einerseits, die einmal im Gebäude befindliche Energie dort zu belassen, was eine entsprechende Wärmedäm‑ mung der Gebäudehülle erfordert, und andererseits das Wärmeenergie‑ angebot so dem Nutzer zur Verfügung zu stellen, dass das Gebäude bei sola‑ rem Überangebot nicht überhitzt und bei Ausbleiben der solaren Einträge nicht zu stark auskühlt. Hierzu bedarf es einer guten Wärmespeicherfähig‑ keit des Gebäudes. Um dies zu errei‑ chen, ist die Auswahl der Baustoffe von entscheidender Bedeutung. Beton‑ fertigteile können dabei deutlich mehr Wärme speichern als leichte Konstruk‑ tionen (Bild 5).

Die hohe Wärmespeicherfähig‑ keit von Betonfertigteilen trägt maß‑ geblich zu einem behaglichen Raum‑ klima bei, ähnlich einem massiven Kachelofen. Die Wärme wird in den Fertigteilen gespeichert und noch über lange Zeit an die Raumluft abgegeben.

Diesen Effekt nutzen Betonfertigteile z. B. auch im Sommer. Bei intensiver Sonneneinstrahlung wird die Wärme‑ energie, die bei leichten Bauweisen schnell zur Überhitzung der Räume führen kann und ungenutzt abgeführt werden muss, in den massiven Beton‑ fertigteilen gespeichert und damit die Raumlufttemperatur auf angenehme Werte begrenzt. In den kühlen Nacht‑ stunden hingegen wird diese Wärme‑ energie von den massiven Betonfertig‑ teilen wieder an die kühle Raumluft abgegeben. Somit ist über den gesam‑ ten Tagesverlauf ein gleichmäßig an‑ genehmes Wohn- und Raumklima si‑ chergestellt.

Zwischen Raumluft und umfas‑ senden Betonfertigteilen findet ein Wärmetransport solange statt, bis beide nahezu gleiche Potenziale und damit in etwa gleiche Temperaturen aufweisen. Dieser Wärmetransport findet statt:

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M. M. Middel/R. Büchel/E. Hierlein · EnEV 2014 – Auswirkungen auf das Bauen mit Betonfertigteilen

Bild 5. Wände und Decken aus Betonfertigteilen können wirkungsvoll in das energetische Gebäudekonzept integriert werden

–– über die Bauteiloberflächen in Form von Wärmestrahlung, –– über die Raumluftbewegung als Wärmeströmung (Konvektion), –– in bzw. zwischen den Stoffen als Wärmeleitung.

Aufgrund der Materialeigenschaften der beteiligten Stoffe (Raumluft und Betonfertigteil) sind all diese Vorgänge zeitabhängig. Ebenso hängt die Wär‑ mespeicherfähigkeit wesentlich von den Materialeigenschaften ab.

Betonfertigteile haben eine hohe Wärmespeicherfähigkeit und erwär‑ men sich langsam bzw. kühlen auch nur langsam bei entsprechenden Um‑ gebungstemperaturen ab. Damit las‑ sen sich auf einfache Weise die tages‑ zeitlichen Schwankungen der Raum‑ lufttemperatur, die im Wesentlichen durch solare Einträge entstehen, dämp‑ fen und in den Räumen eine deutlich gleichmäßigere Temperaturverteilung über den Tag erzielen. Dies geschieht selbstregulierend, d. h. im Sinne der EnEV ohne aufwendige zusätzliche Regeltechnik, indem die hohen sola‑ ren Einträge zu einem Teil die umfas‑ senden massiven Bauteile erwärmen und somit eine Überhitzung des Raums verhindern. In den Abendstunden ge‑ ben die warmen Bauteile die Wärme an die abkühlende Raumluft ab, so dass auch dann eine angenehme Tem‑ perierung erfolgt.

Diese Bauteileigenschaften kön‑ nen zusätzlich zur Gebäudetemperie‑

rung genutzt werden, wenn in die Be‑ tonfertigteile noch zusätzliche Heizund Kühlsysteme integriert werden (Bild 6), wie man sie z. B. von Fuß­ bodenheizungen kennt. Im Gegensatz zur klassischen Fußbodenheizung lie‑ gen die Leitungssysteme jedoch direkt in der Betondecke bzw. in der Wand.

Der Abstand der Leitungen unterein‑ ander beträgt etwa 10 bis 15 cm. Über wassergefüllte Leitungssysteme wird z. B. die tagsüber nicht benötigte Wär‑

Bild 6. Vorkonfektionierte Rohrregister für die Betonkernaktivierung ermög­ lichen qualitätsgeprüften Einbau im Fertigteilwerk (Foto: FDB, Bonn)

memenge abgeführt (Kühlfall) und einem Zwischenspeicher zugeführt.

Im Heizfall wird die gespeicherte Wärmemenge über dieselben Leitun‑ gen in die massiven Betonbauteile eingetragen und über diese an die ab‑ gekühlte Raumluft weitergegeben.

Wichtig hierbei ist, dass die thermisch aktivierten Außenbauteile eine gute Wärmedämmung aufweisen, so dass die gespeicherten Energien im Bauteil verbleiben und nicht ungenutzt an die Außenluft abgegeben werden.

Ein wesentlicher Vorteil der Flä‑ chenheizung bzw. Flächenkühlung be‑ steht darin, dass aufgrund der großen Übertragungsfläche der aktivierten Bauteile deren Temperatur nur gering‑ fügig höher (Heizfall) bzw. niedriger (Kühlfall) als die Raumtemperatur sein muss.

In vielen Fällen, insbesondere bei gleichmäßig anfallenden geringen in‑ ternen Wärmelasten, wie z. B. in Wohnund Bürobereichen, kann auf Klima‑ anlagen verzichtet werden oder diese können geringer dimensioniert wer‑ den, wenn die thermisch aktivierten Bauteile zur Abdeckung der Grund‑ last herangezogen werden.

Werden die aktivierten Bauteile auch planmäßig zur Kühlung der Räume eingesetzt, ist eine mögliche Kondensatbildung auf der kühlen Bauteiloberfläche zu berücksichtigen und durch projektbezogene Planung auszuschließen. Hierbei wird in aller Regel eine kontrollierte Raumlüftung erforderlich.

Die Vorzüge thermisch aktivier‑ ter Decken- und Wandkonstruktionen sind zusammengefasst: –– Gebäudemasse nutzbar als thermi‑ scher Speicher, –– erneuerbare Energien nutzbar, –– kein Verlust der Geschosshöhe, –– geringe Investitionskosten, –– ein System zum Heizen und Küh‑ len, –– geringe Temperaturdifferenz zwi‑ schen Betonoberfläche und Luft, –– geringer Temperaturgradient im Raum und in der Konstruktion, –– Heizen und Kühlen über Strahlung (Kachelofeneffekt), –– geringere Luftbewegung gegenüber klimatisierten Räumen.

Die auf der Deckenunterseite bzw.

Wandinnenseite eingebauten Rohre sorgen für eine gleichmäßige und an‑ genehme Wärmeabstrahlung von den

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Bauteilen in den Raum. Da die Beton‑ fertigteile die Wärme über ihre ge‑ samte Fläche aufnehmen oder abge‑ ben, können die Systemtemperaturdif‑ ferenzen niedrig bleiben. Das System ist daher besonders für Heizungsanla‑ gen mit niedriger Vorlauftemperatur, z. B. mit Wärmepumpen, geeignet. Die Reaktionszeit der Anlage ist geringer als bei Fußbodenheizungen.

Die einzelnen Deckenbereiche bilden in sich geschlossene Kreisläufe, die über separate Ansteuerung die in‑ dividuelle Temperierung von Einzel‑ räumen ermöglichen.

5 Zusammenfassung Mit der neuen Energieeinsparverord‑ nung werden die energetischen Anfor‑ derungen an neu zu errichtende Ge‑ bäude nochmals verschärft. Für zu‑ künftige Gebäudekonzepte wird die effektive Nutzung der eingesetzten Baustoff- und Bauteileigenschaften an Bedeutung gewinnen, um wirtschaftli‑

che Lösungen zu erzielen. Mit Beton‑ fertigteilen kann hierzu ein wesentli‑ cher Beitrag geliefert werden. Umfas‑ sende Planungsinstrumente für die Nachweisführung und Ausschreibung stehen zur Verfügung.

Literatur [1] Verordnung über energieeinsparen‑ den Wärmeschutz und energiesparende Anlagentechnik bei Gebäuden (Energie‑ einsparverordnung – EnEV). Bundes‑ gesetzblatt, Berlin, 2013.

[2] Willems, W., Schild, K., Hellinger, G.: www.planungsatlas-hochbau.de [online].

[3] DIN 4108 Beiblatt 2:2006-03 Wärme‑ schutz und Energie-Einsparung in Ge‑ bäuden – Wärmebrücken – Planungsund Ausführungsbeispiele.

[4] DIN V 4108-6:2003-06 Wärmeschutz und Energie-Einsparung in Gebäuden – Teil 6: Berechnung des Jahreswärme und des Jahresheizenergiebedarfs.

[5] Hellinger, G., Hierlein, E., Middel, M.: Einfach und schnell: Die konstruktive und energetische Planung von Stahlbe‑ ton-Sandwichfassaden. Beton Bauteile

2013, S. 98–105. Gütersloh: Bauverlag 2012.

[6] DIN 4108-2:2013-02 Wärmeschutz und Energie-Einsparung in Gebäuden – Teil 2: Mindestanforderungen.

[7] Middel M. M., Büchel, R.: Energie­ effizienz im Wohnungsbau. BetonMar‑ keting Deutschland GmbH. Erkrath: Verlag Bau+Technik GmbH, 2013.

Autoren dieses Beitrages: Prof. Dr.-Ing. Matthias M. Middel, BetonMarketing West GmbH, Neustraße 1, 59269 Beckum Dipl.-Ing. Rainer Büchel, Verlag Bau+Technik GmbH, Steinhof 39, 40699 Erkrath Dipl.-Ing. Dipl.-Wirt.-Ing. Elisabeth Hierlein, Fachvereinigung Deutscher Betonfertig­ teilbau e. V., Schloßallee 10, 53179 Bonn

Aktuell Neue Norm DIN 18055 mit Anforderun­ gen für Fenster und Außentüren Seit November 2014 ist DIN 18055 „Kriterien für die Anwendung von Fens‑ tern und Außentüren nach DIN EN 14351-1“ gültig. Die Norm beinhaltet die Mindestanforderungen in Deutsch‑ land, wie z. B. Wärmeschutz, Schlag­ regendichtheit und Widerstandsfähig‑ keit gegen Windlast, für die das ift Ro‑ senheim ein praktisches Online-Tool entwickelt hat, mit dem sich die Anfor‑ derungen einfach ermitteln lassen.

Bisher waren die Anforderungen an Fenster und Außentüren auf verschiedene Regelwerke und Gesetze verteilt. Auf Wunsch der Fensterbranche wurden die normativen Grundlagen in einer nationa‑ len Norm zusammengefasst. DIN 18055 hilft damit, für ein Bauobjekt in Deutsch‑ land die Anforderungen mit Grenzwerten und Klassifizierungen einfacher zu ermit‑ teln. In Kapitel 4 werden im Wesentlichen folgende Eigenschaften behandelt: –– Widerstandsfähigkeit gegen Windlast und Schneelast bei Dachflächenfens‑ tern, –– Luftdurchlässigkeit und Schlagregen‑ dichtheit,

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–– Stoßfestigkeit und Tragfähigkeit von Sicherheitsvorrichtungen, –– Schall-/Wärmeschutz und Brandver‑ halten, –– Strahlungseigenschaften, –– Bedienungskräfte, Mechanische Fes‑ tigkeit und Einbruchhemmung, –– Dauerfunktion und Differenzklima‑ verhalten, –– Barrierefreiheit, –– Verwendung von absturzsichernden Verglasungen und Türen mit Notaus‑ gangs- oder Paniktürverschlüssen.

In den Anhängen A bis E werden Emp‑ fehlungen und weitere Erläuterungen zu den Anforderungen gegeben.

Eine wichtige Änderung ergab sich bei den Windlastannahmen für ein Ge‑ bäude, die nun auf Basis von DIN 19911-4 (Eurocode 1) ermittelt werden. Dies führte zu einer leichten Verschärfung, die in den Tabellen und im ift Online Tool „Einsatzempfehlungen FE 14/2“ berücksichtigt werden. Ein Berechnungs‑ beispiel für die Widerstandsfähigkeit ­gegen Windlast befindet sich im FAQBereich unter www.ift-rosenheim.de.

Eine weitere Änderung zur bisheri‑ gen Entwurfsfassung findet sich bei den

Anforderungen an die Schlagregendicht‑ heit und die Widerstandsfähigkeit gegen Windlast für Außentüren. Es kann zwi‑ schen geschützter und ungeschützter Einbaulage differenziert werden. Da‑ durch ergeben sich erhebliche Erleichte‑ rungen bei barrierefreien Außentüren.

Für die Verfahren zur CE-Kennzeich‑ nung und zur Leistungserklärung erge‑ ben sich keine Änderungen, sie sollten jedoch der Empfehlung entsprechen.

Hierzu beinhaltet der Kommentar zu DIN EN 14351-1 ausführliche Erläute‑ rungen, Praxisbeispiele und alle notwen‑ digen normativen Grundlagen und Ver‑ weise. Die ift-Einsatzempfehlung ermög‑ licht eine einfache und normkonforme Ermittlung der Fensterklassen für Wind‑ last, Schlagregendichtheit und Luftdich‑ tigkeit.

Weitere Informationen: ift Rosenheim GmbH Theodor-Gietl-Str. 7–9 83026 Rosenheim Tel. +49(0)8031/261-0 Fax +49(0)8031/261-290 info@ift-rosenheim.de www.ift-rosenheim.de

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Berichte DOI: 10.1002/bapi.201520007

Wärmedämmverbundsysteme und Außendämmungen aus nachwachsenden Rohstoffen in der Altbausanierung Schalltechnische Planung von Außenbauteilen in der Sanierung Andreas Rabold Joachim Hessinger Stefan Bacher

Der Wärmeschutz der äußeren Gebäudehülle ist wegen der zu­ künftig erforderlichen Energieeinsparungen stark in der öffent­ lichen Diskussion präsent und wird vom Gesetzgeber über Novel­ lierungen der Energieeinsparverordnung flankiert. Ein großes ­Potenzial hinsichtlich der Energieeinsparung steckt dabei in der Sanierung von Altbauten. Hier wird zur Verbesserung des Wärme­ schutzes oftmals mit Wärmedämmverbundsystemen (WDVS) oder vorgehängten gedämmten Fassadenverkleidungen gearbei­ tet. Durch Aufbringen dieser Dämmsysteme wird auch die Schall­ dämmung der Außenwand beeinflusst. In einem im Rahmen der Forschungsinitiative Zukunft Bau geförderten und beim ift Rosen­ heim durchgeführten Forschungsvorhaben [1] wurden Untersu­ chungen der Schalldämmung speziell an Dämmsystemen aus nachwachsenden Rohstoffen auf schweren, mittelschweren und leichten Massivwänden durchgeführt (Bild 1). Die akustische Wirk­ samkeit dieser Dämmsysteme wurde analysiert und mit Prognose­ modellen verglichen. Ergebnisse aus diesem Forschungsprojekt werden in diesem Beitrag vorgestellt.

schen 241 kg/m² und 463 kg/m². Das bewertete Schalldämm-Maß der Grundwände lag zwischen Rw = 46 dB für eine Hochlochziegelwand mit 241 kg/m² und einem für die 70er-Jahre typischen Lochbild (durchlaufende Stege) und Rw = 58 dB für die „schwere Altbauwand“ mit 463 kg/m2 (Bild 2).

Die verschiedenen Dämmsysteme sind schematisch in Bild 1 dargestellt. Messkurven für das Dämmsystem b) (WDVS mit Ständer und Hohlraumdämmung) in Kombination mit verschiedenen Mauerwerkswänden sind exemplarisch in Bild 3 (linkes Diagramm) dargestellt. Aus der Differenz dieser Kurven zur Messung der Grundwände konnten die frequenzabhängigen Verbesserungen des SchalldämmMaßes ΔR ermittelt werden, siehe Bild 3 rechts.

Die Messergebnisse wurden als Planungsgrundlagen zusammengefasst und dazu verwendet, verschiedene Prognosemodelle zu validieren. Die Spannweite der Messergebnisse für die unterschiedlichen Dämmsysteme ist in Tabelle 1 dargestellt.

1 Verbesserung der Schalldämmung durch das Dämmsystem Im Rahmen des Projekts wurden für 14 unterschiedliche Außendämmungen und WDVS insgesamt 30 Varianten geprüft. Die Messungen erfolgten auf vier verschiedenen Grundwänden mit einer flächenbezogenen Masse zwi-

a)

b)

c)

Bild 1. Darstellung der untersuchten Dämmsysteme; a) „klassisches“ WDVS verputzt; b) WDVS mit Ständer und Hohlraumdämmung; c) Dämmsystem mit Ständer und Schalung

Bild 2. Schalldämmung der vier Grundwände im Vergleich; a) 240 mm Hochlochziegel, m′ = 241 kg/m2, Rw = 46 dB; b) 40 mm Porenbeton, m′ = 252 kg/m2, Rw = 52 dB; c) 175 mm Kalksandstein, m′ = 349 kg/m2, Rw = 53 dB; d) 240 mm Kalksandstein, m′ = 463 kg/m2, Rw = 58 dB

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A. Rabold/J. Hessinger/St. Bacher · Wärmedämmverbundsysteme und Außendämmungen aus nachwachsenden Rohstoffen in der Altbausanierung

Bild 3 Links: Schalldämm-Maß R der Außenwände; rechts: Verbesserung des Schalldämm-Maßes ΔR durch eine Außenwandverkleidung: 8 mm Putz, m′ = 11 kg/m2 mit 40 mm Holzfaserdämmplatte und 160 mm Träger + Holzfaserdämmung auf verschiedenen Mauerwerkswänden: a) 240 mm HLZ, m′ = 241 kg/m2, Rw = 57 dB, ΔRw,direct = 11 dB b) 240 mm Porenbeton, m′ = 252 kg/m2, Rw = 59 dB, ΔRw,direct = 7 dB c) 175 mm KSV, m′ = 349 kg/m2, Rw = 60 dB, ΔRw,direct = 6 dB d) 240 mm KSV, m′ = 463 kg/m2, Rw = 64 dB, ΔRw,direct = 6 dB Tabelle 1. Ergebnisse im Überblick (Minimum … Mittelwert … Maximum) Anzahl

Rw

Rw + Ctr,50-5000

ΔRw,direct

Δ(Rw + Ctr,50-5000)direct

WDVS, klassisch

11

51..55..60 dB

43..46..50 dB

–1..2..6 dB

–4..–2..1 dB

WDVS + Ständer

9

57..61..64 dB

47..50..52 dB

5..7..11 dB

–2.. 1..4 dB

Außendämmung mit Schalung

8

56..59..64 dB

47..49..51 dB

3..5..7 dB

–3..–1..1 dB

Typ

2 Vergleich der Dämmsysteme

3 Einflüsse auf die Schalldämmung

Der Vergleich der geprüften klassischen WDVSe aus nachwachsenden Rohstoffen mit solchen aus Polystyrol- oder Mineralfaserplatten [2] zeigt sehr ähnliche Ergebnisse (Mittelwert bei konventionellen Dämmstoffen: ΔRw,direct = 2,7 dB, Δ(Rw + Ctr,50-5000)direct = –3,3 dB).

Deutlich besser haben hingegen Konstruktionen mit einem zusätzlichen Ständer in der Dämmebene abgeschnitten. In der Konstruktion dieser Dämmsysteme liegt auch durchaus noch Optimierungspotenzial in Bezug auf die Befestigung bzw. die Kopplung mit der Grundwand.

Bei den aktuellen Messungen wurden die Ständer direkt an der Grundwand mit drei Befestigungspunkten auf der Wandhöhe verschraubt. Bei vorgefertigten Elementen dieser Bauart wäre eine ausschließliche Befestigung von Schwelle und Rähm und damit eine bessere Entkopplung von der Grundwand denkbar.

Die unterschiedliche Wirkungsweise der Dämmsysteme auf den Grundwänden lässt sich durch die frequenzabhängige Verbesserung ΔR am deutlichsten darstellen. Bild 4 zeigt dies für die drei untersuchten Dämmsystem-Typen auf den unterschiedlichen Grundwänden.

Die Verbesserung zeigt für den unteren Frequenzbereich den zu erwartenden Verlauf. Unterhalb der MasseFeder-Masse-Resonanz f0 ist die Verbesserung nahezu gleich null, da die zusätzliche Masse durch das Dämmsystem klein ist gegenüber der Masse der Grundwand. Im Bereich der Resonanz ergibt sich eine deutliche Verschlechterung der Schalldämmung, oberhalb der Resonanz dann der steile Anstieg von DR. Dieser Anstieg erfolgt allerdings lediglich im Bereich von ca. einer Oktave; danach wird die Verbesserung durch weitere Effekte beeinflusst. Als Einflussgröße ist die Kopplung durch Dübel oder Ständer, die Verklebung

Bild 4. Verbesserung der Luftschalldämmung in Abhängigkeit der Frequenz; ermittelt auf den unterschiedlichen Grundwänden (Zuordnung von a bis d nach Bild 2); links: Klassisches WDVS ΔRw,direct = –1 dB; Mitte: WDVS mit Ständer ΔRw,direct = 6 dB bis 11 dB; rechts: Außendämmung mit Schalung ΔRw,direct = 5 dB bis 7 dB

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der Dämmplatte auf der Grundwand, der Einfluss der Koinzidenzfrequenz und Dickenresonanzen im Dämmsystem zu nennen.

4 Prognose der Schalldämmung Für die unterschiedlichen Systeme wurden jeweils sehr charakteristische Messkurven ermittelt, die qualitativ vergleichbar waren mit den Erkenntnissen aus Untersuchungen an den WDVS aus Polystyrol und Mineralfaser [2].

Daher wurde versucht, die Prognose der Schalldämmung auf Basis eines Masse-Feder-Masse-Modells durchzuführen mit einer Resonanzfrequenz f0 nach Gl. (1). Das einfachste Modell nach EN 12354-1, Anhang D [3], wurde separat auf die drei verschiedenen Konstruktionen nach Bild 1 angewendet und zeigte für das klassische WDVS bereits eine gute Übereinstimmung. Für die WDVS mit Ständer (Bild 1 Mitte) war zusätzlich zur dynamischen Steifigkeit des WDVS auch s′ der eingebauten Hohlraumdämmung aus Holzfaserdämmstoff zu berücksichtigen, siehe Gl. (2).

 1 1 1  f0 = + s′WDVS  2π ′   m ′Wand mPutz 1 1 1 = + s′ s′WDVS sHohlraumdämmung ′

(1)

(2)

Tabelle 2. Eingangsdaten für die Berechnung von f0 in Hz Typ

s′ MN/m3

m′1 kg/m2

m′2 kg/m2

WDVS, klassisch

Messung

m′Putz

WDVS + Ständer

Messung

m′Putz

Außendämmung

Messung

0,5 × m′Dämmung

m′Wand

Tabelle 3. Bewertetes Luftschallverbesserungsmaß durch eine Vorsatzkonstruktion in Abhängigkeit der Resonanz­ frequenz [3] Resonanzfrequenz f0 in Hz

ΔRw in dB

≤ 80

35 – Rw,0/2

100

32 – Rw,0/2

125

30 – Rw,0/2

160

28 – Rw,0/2

200

–1

250

–3

315

–5

400

–7

500

–9

630–1600

–10

> 1600

–5

Zu den Dämmsystemen mit Ständer und WetterschutzVerkleidung konnte gezeigt werden, dass die Resonanz der Verkleidung keinen relevanten Einfluss auf die Wirkungsweise des Dämmsystems bei tiefen Frequenzen besitzt. Die flächenbezogene Masse für die Berechnung von f0 wurde deshalb aus der modalen Masse (m′Dämmung/2) des Dämmstoffs berechnet. Eine Zusammenstellung der verwendeten Eingangsdaten wird in Tabelle 2 gezeigt.

Die Verbesserung durch die Außendämmung kann in Abhängigkeit der nach Gl. (1) berechneten Resonanzfrequenz in Tabelle 3 abgelesen werden.

Das hierzu erforderliche Schalldämm-Maß der Grundwand Rw,0 kann nach EN 12354-1 [3] anhand der flächenbezogenen Masse berechnet werden:

 m′  kg R w,0 = 37,5 log  Wand  − 42 dB mit: m0′ = 1 2 (3) m  m0′  Die Differenz zwischen Messwerten und berechneten Werten ist in Bild 5 dargestellt.

5 Anwendungsbeispiel Die Validierung zeigte, dass sowohl das einfache Verfahren nach EN 12354-1 [3] als auch das speziell für WDVS entwickelte Verfahren [2] für die Anwendung prinzipiell geeignet sind. Das Verfahren nach EN 12354-1 für akustische Vorsatzschalen bietet den Vorteil, dass es sowohl für klassische WDVS als auch für WDVS mit zusätzlichem Ständer/Träger oder Außendämmungen mit Vorhangfassade anwendbar ist. Für die in diesem Vorhaben untersuchten

Bild 5. Abgleich Messung zu Prognose für WDVS auf Basis von Holzwerkstoffplatten, WDVS mit Ständer und Dämmung mit Außenverkleidung als Funktion der Resonanzfrequenz; Eingangsdaten: m′1 nach Tabelle 2, s′ – dynamische Steifigkeit der Dämmplatte aus Messung nach EN 29052-1 [4], m′Wand – Flächenmasse Wand

Konstruktionsvarianten und Grundwände hat es sich als ausreichend genau gezeigt, um die bauakustische Planung für die Bemessung und Optimierung von Wärmedämmverbundsystemen, Außendämmungen und Innendämmungen aus nachwachsenden Rohstoffen durchführen zu können.

Voraussetzung hierfür ist eine ausreichende Sicherheit bei der Bestimmung der Resonanzfrequenz des Dämmsystems. Nachfolgend ein Beispiel für die Berechnung.

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Wandaufbau:

b) Eingangsgrößen aus Materialdaten

Schalldämmung der Grundwand

 350 kg/m 2  R w,0 = 37,5 log   − 42 dB = 53,4 dB  1 kg/m 2  Verbesserung durch das Dämmsystem

s′ges = 200 mm Mauerwerk, verputzt, m′ = 350 kg/m2 180 mm Holzfaserdämmplatte, s′ = 8 MN/m3 80 mm Holzfaserdämmplatte, s′ =

f0 =

28 MN/m3

a) Eingangsgrößen aus Messdaten Schalldämmung der Grundwand (Messwert Labor oder Bau1)) Rw,0 = 54 dB

Verbesserung durch das Dämmsystem (Tabelle 4) DRw = 4 dB

Schalldämmung der Wand inklusive Dämmsystem Rw = 54 dB + 4 dB = 58 dB (± 2 dB)2)

  1 1 1 + 6 · 106 N/m 3  2 2 2π 11 kg/m   350 kg/m

= 119 Hz

10 mm Putz, m′ = 11 kg/m2 Prüfwert: Rw = 58 dB

1 1 = = 6 MN/m 3 1 1 1 1 + + s1′ s′2 8 MN/m 3 28 MN/m 3

∆R w = 30 dB −

53, 4 dB = 3,3 dB, 2

oder mit Messwert für f0

f0 = 100 Hz, ∆R w = 32 dB −

53, 4 dB = 5,3 dB, 2

Schalldämmung der Wand inklusive Dämmsystem Rw = 53,4 dB + 3,3 dB = 57 dB (± 2 dB)2) oder mit Messwert für f0 (Tabelle 4) Rw = 53,4 dB + 5,3 dB = 59 dB (± 2 dB)2) 1) Bei Ergebnissen aus Baumessungen ist der Einfluss von Fenstern und sonstigen Einbauten auszuschließen.

2) ±2 dB stellt eine Unsicherheit dar.

Tabelle 4. Prüf- und Planungsdaten für die Altbausanierung mit Außendämmungen und Wärmedämmverbundsystemen

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6 Prüf- und Planungsdaten Entspricht das gewählte Dämmsystem einer geprüften Variante, so kann der Planungswert direkt in Abhängigkeit der flächenbezogenen Masse der Grundwand abgelesen werden. Planungsdaten sind in Tabelle 4 zusammengefasst.

Danksagung Die Autoren dieses Artikels bedanken sich beim Bundesinstitut für Bau-, Stadt- und Raumforschung (Forschungsinitiative Zukunft Bau) sowie bei den Projektpartnern für die Förderung und Unterstützung bei der Bearbeitung des Forschungsvorhabens.

Literatur [1] Rabold, A., Bacher, S.: Nachwachsende Rohstoffe für WDVSAltbausanierung. ift-Forschungsbericht 2014.

Hrsg.: Deutsche Gesellschaft für Geotechnik e. V. / Deutsche Gesellschaft für Geowissenschaften e. V. Empfehlung Oberflächennahe Geothermie – Planung, Bau, Betrieb und Überwachung – EA Geothermie 2014. 300 S. € 99,– ISBN: 978-3-433-02967-1 Auch als erhältlich

[2] Weber, L., Brandstetter, D., Leistner, P., Gertis, K.: Einheitliche Bemessung von Wärmedämm-Verbundsystemen. IBP-Bericht B-BA 6/2002. IRB-Verlag, 2003.

[3] EN 12354-1:2000-12 Bauakustik – Berechnung der akustischen Eigenschaften von Gebäuden aus den Bauteileigenschaften – Teil 1 Luftschalldämmung zwischen Räumen.

[4] EN 29052-1:1992-08 Akustik – Bestimmung der dynamischen Steifigkeit – Teil 1: Materialien, die unter schwimmenden Estrichen in Wohngebäuden verwendet werden.

Autoren dieses Beitrages: Prof. Dr.-Ing. Andreas Rabold, Dr. Joachim Hessinger, Dipl.-Ing. (FH) Stefan Bacher ift Rosenheim Theodor-Gietl-Str. 7–9, 83026 Rosenheim

Empfehlung Oberflächennahe Geothermie – Planung, Bau, Betrieb und Überwachung – EA Geothermie Die Empfehlungen fassen den Stand der Technik zusammen.

Das Ziel ist die fachgerechte Erschließung des Untergrunds für geothermische Zwecke sowie die Vermeidung von Schäden für den Boden und das Grundwasser einerseits und für den Betrieb der Anlage sowie der Bebauung andererseits.

Die Empfehlungen sollen als Arbeitshilfe die optimale und nachhaltige geothermische Nutzung des Untergrunds am konkreten Standort in Beratung, Planung, Bauausführung und Betrieb begleiten. Die Fach- und Genehmigungsbehörden erhalten die Möglichkeit, sich bei ihren Entscheidungen und Vorgaben an den Empfehlungen zu orientieren.

Online-Bestellung: www.ernst-und-sohn.de

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

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Aktuell

Aktuell Der 14. Ingenieurbaupreis von Ernst & Sohn: Ulrich Finsterwalder Ingenieurbaupreis 2015 Zum diesjährigen Ingenieurbaupreis von Ernst und Sohn, der in Ulrich Finsterwalder Ingenieurbaupreis umbenannt wurde, wurden insgesamt 46 Projekte aus neun Ländern und allen Bereichen des Ingenieurbaus eingereicht. 45 Einreichungen erfüllten die Teilnahme­ bedingungen.

Die Mehrzahl der eingereichten Projekte stammt aus Deutschland, Österreich und der Schweiz; hinzu kommen interessante Bauwerke, die in Belgien, Brasilien, China, Frankreich, Saudi Arabien und den USA realisiert wurden.

Seit zwei Jahren dürfen auch weltweit realisierte Projekte, bei denen die Ingenieurleistungen in Deutschland, Österreich oder der Schweiz erbracht wurden, eingereicht werden. Diese Änderung der Einreichungsbedingungen trägt auf beeindruckende Weise zur Darstellung der großen Vielfalt heutiger Ingenieuraufgaben bei. Unter den Einreichungen befinden sich u. a. 18 Brücken, drei Stadien, zahlreiche Hochbauprojekte und einige Sonderbauwerke.

Die Jurysitzung fand am 21. November 2014 im Berliner Magnus-Haus der Deutschen Physikalischen Gesellschaft (DPG) statt. Am Ende vieler Diskussionen votierte die Jury einstimmig für den Preisträger, den „Kaeng Krachan Elefantenpark im Züricher Zoo“, eingereicht durch Walt + Galmarini AG, Schweiz.

Das Bauwerk besticht ingenieurtechnisch und auch architektonisch durch eine aufgelöste Schalenkonstruktion in Brettsperrholz-Bauweise, Bild 1.

Darüberhinaus beschloss die Jury, den „Ultimate Trough Test Loop, Harper Lake, Kalifornien“, die „Baugruben zur Erweiterung des Rheinkraftwerks ­Iffezheim“, die „Grubentalbrücke im Zuge der Neubaustrecke Ebensfeld–Erfurt“, Goldisthal im Thüringer Wald sowie die „Sanierung und Instandsetzung der Saarbrücke in Mettlach“ mit einer Auszeichnung zu würdigen. Diese Wahl belegt die enorme Vielseitigkeit und Bandbreite des Betätigungsfeldes für Bauingenieure eindrucksvoll.

Die Preisverleihung des Ulrich Finsterwalder Ingenieurbaupreises 2015 fand in festlichem Rahmen am 30. Januar 2015 im Festsaal des Deutschen Museums in München statt. Die Dokumentation des Verlages Ernst & Sohn zum Ingenieurbaupreis, in welcher der Preisträger, die ausgezeichneten Projekte und auch alle weiteren Einreichungen

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vorgestellt werden, wird voraussichtlich im März 2015 erscheinen.

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

bar ist. Nach Meinung der Jury werden die Kriterien Konstruktion, Innovation, Interdisziplinarität, Ästhetik und Nachhaltigkeit eindrucksvoll erfüllt.

Auszeichnung Ultimate Trough Test Loop, Harper Lake, Kalifornien (USA) Ingenieure schlaich bergermann und partner (D) Architekten schlaich bergermann und partner (D) Bauherr Flabeg FE GmbH (D) Ausführung Solarel Enerji Ltd. Izmir (Stahlbaufertigung) (TR) Tradewinds Construction, Las Vegas (Montage) (USA)

(Foto: Walt + Galmani AG)

(Foto: schlaich, bergermann und partner)

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

Die hybride Gesamtkonstruktion ist eine große Herausforderung für die numerische Modellbildung und für die nichtlineare Analyse. Das Schalendach und die Fassade stellen einen integrativen Ansatz dar, der den Anforderungen an Bauphysik, Beleuchtung und Belüftung auf hervorragende Weise gerecht wird. Die Konstruktion und die Materialien stellen einen Beitrag zur Nachhaltig­ keit dar, weil sie u. a. sortenrein rückbau-

Begründung der Jury Bei der Entwicklung einer neuen und kostengünstigeren Generation von Parabolrinnenkollektoren zur solaren Stromerzeugung nutzte das Ingenieurbüro schlaich bergermann und partner einen integralen Ansatz zur Optimierung der Gesamtkonstruktion. Die neuen Kollektoren sollten gegenüber dem aktuellen Standard 25 % kosteneffizienter sein.

Durch den integralen und interdisziplinären Ansatz konnten alle Kostenfaktoren (Verkabelung, Fundamente, Montage, Betrieb, etc.) berücksichtigt werden, um das Optimum bei großen Kollektorkonzepten zu erreichen. Die horizontalen Windbelastungen gekoppelt mit den extrem geringen zulässigen Verformungen sind für den Entwurf einer geeigneten Kollektorstruktur maßgeblich. Als torsionssteife Tragstruktur wurde ein aufgelöster Kastenquerschnitt mit einer Länge von jeweils 24 m gewählt. Durch die Verwendung hochpräziser Montagevorrichtungen können trotz geringer Toleranzanforderungen an die einzelnen Stahlbauteile die hohen geometrischen Anforderungen erreicht werden. Beim Ultimate Trough Test Loop wurde erstmalig keine geschlossene Spiegeloberfläche gewählt, sondern Druckentlastungs-

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

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

umgebende Boden in einem dreidimensionalen Kontinuumsmodell erfasst wurde.

Dieses Vorgehen des Ingenieurbüros Kempfert + Partner zeigt beispielhaft, wie das Management der Baugruben durch die besondere Ingenieurleistung eines interdisziplinär aufgestellten Ingenieurteams getragen wird. Die Jury würdigt das Projekt mit einer Auszeichnung, um die Bedeutung der Baustelle als Innovationspool zu würdigen und das Bauen als Prozess zu veranschaulichen, der in allen Phasen nach kreativen Ingenieurlösungen verlangt.

bergermann und partner erfüllt die bahntechnischen Anforderungen in idealer Weise, indem Steifigkeit und Schwingungsverhalten optimal aufeinander abgestimmt sind. Aufgrund der ausgewogenen Tragwerksgeometrie konnten die Gleise ohne Schienenauszüge über die Fugen geführt werden. Dies garantiert den besten Fahrkomfort und vereint größtmögliche Sicherheit mit geringem Instandhaltungsbedarf. In ihrer Bauform knüpft die Grubentalbrücke an die große Tradition der Betonbogenbrücken an und entwickelt diese zukunftsfähig weiter.

Auszeichnung Eisenbahnüberführung Grubental­ brücke, VDE 8.1, Neubaustrecke Ebensfeld–Erfurt, Goldisthal im ­Thüringer Wald (D)

Auszeichnung Saarbrücke Mettlach, Sanierung und Instandsetzung

Auszeichnung Baugruben zur Erweiterung des Rheinkraftwerks Iffezheim

Ingenieure schlaich bergermann und partner (D)

Ingenieure Kempfert + Partner Geotechnik (D)

Architekt schlaich bergermann und partner (D)

Architekten RMD-Consult GmbH (Vorplanung) (D)

Auftraggeber DB ProjektBau GmbH (D)

Bauherr Rheinkraftwerke Iffezheim GmbH (D) (Projektabwicklung: EnBW AG (D))

Bauherr DB Netz AG (D)

Ausführung ARGE RKW Iffezheim: Schleith GmbH (D) und Implenia AG (CH)

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

Ausführung Arbeitsgemeinschaft Bogenbrücken G ­ oldisthal Bickhardt Bau AG/Ed. Züblin AG

(Foto: Eiffel Deutschland Stahltechnologie GmbH)

(Foto: EnBW AG)

(Foto: schlaich, bergermann und partner)

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

Begründung der Jury Die Grubentalbrücke ist Teil der neuen Eisenbahnstrecke Nürnberg–Berlin. Sie wurde in einer für den Hochgeschwindigkeitsverkehr neuen Bauart als semiintegrale Brücke errichtet. Sie überspannt monolithisch eine Gesamtlänge von 215 m und weist eine markante Mittelöffnung von 90 m auf. Nur an den Brückenenden sind Bewegungsfugen und Lager vorhanden. Das für eine Hochgeschwindigkeitsbrücke außer­ gewöhnlich filigrane Tragwerk besticht durch seine klare Gliederung, die sorgfältige Detailgestaltung und die herausragende Einpassung in die Umgebung.

Der Entwurf des Ingenieurbüros schlaich

Begründung der Jury Das SPS-System als sandwichförmige Stahl-Kunststoff-Verbundplatte (Inte­ gralplatte) ist eine innovative Entwicklung von Stephen J. Kennedy (Kanada), die in verschiedenen Ingenieurdisziplinen Eingang gefunden hat (Schiffbau, Offshore, Ingenieurbau). Aufgrund der Betriebsfestigkeitsprobleme von orthotropen Fahrbahnplatten und Betonbzw. S ­ tahlverbundfahrbahndecks hat Eiffel Deutschland Stahltechnologie GmbH (Hannover) das SPS-System auf die hiesigen Anforderungen und Normen ausgelegt und weiterentwickelt.

Diese kreative Adaption erfolgte in Zusammen­arbeit mit namhaften Forschungsstellen und durch aufwendige Versuchsreihen. Nach ersten Prototypen wurden nun mit der Saarbrücke Mettlach im Bestand eine Sanierung und Ertüchtigung erfolgreich umgesetzt.

Unter laufendem Verkehr wurde die Be-

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Aktuell tonfahrbahn durch das SPS-System signifikant geleichtert. Dadurch konnten die bestehenden Tragkabel ohne Verstärkung erhalten und somit die Tragfähigkeiten für Verkehrslasten wesentlich erhöht werden (Hochstufung). Hervorzuheben ist das intelligente Montagekonzept. Das ausgezeichnete Bauwerk hat als Modellprojekt strategische Bedeutung zur Erhaltung und Ertüchtigung von Bestandsbrücken.

Jury Dr.-Ing. Dirk Bühler (Deutsches Museum München) Prof. Cengiz Dicleli (Institut für Angewandte Forschung, HTWG Konstanz) Prof. Dr.-Ing. habil. Norbert Gebbeken (Bayrische Ingenieurekammer-Bau) Prof. Dr.-Ing. Steffen Marx (Institut für Massivbau, Leibniz Universität Hannover) Dipl.-Wirt.-Ing. Ulrich Nolting (BetonMarketing Süd) Prof. Dr.-Ing. Hartwig Schmidt (ehem.

RWTH Aachen) Prof. Dr.-Ing. Viktor Sigrist (Institut für Massivbau, TU Hamburg-Harburg) Dipl.-Ing. Rainer Spitzer (GF Doka Group Engineering & R&D) Dr.-Ing. Heiko Trumpf (Happold Inge­ nieurbüro) Dr.-Ing. Klaus Stiglat (Ehrenmitglied) Dr.-Ing. Dirk Jesse (Chefredakteur „Bautechnik“, Ernst & Sohn) Dr.-Ing. Karl-Eugen Kurrer (Chefredakteur „Stahlbau“, Ernst & Sohn) Nicolas Janberg, M.Sc. Eng. (Ernst & Sohn, Online-Redaktion)

acht Auszeichnungen. Bewertet wurden herausragende Neubauten und Lösungen für das Bauen im Bestand sowie Berechnungsstrategien, Fertigungsverfahren, Montagekonzepte und Details oder Einzelbauteile, die seit 2012 erstellt und in der Praxis angewendet bzw. gebaut worden sind.

Die Preisverleihung fand anlässlich der Messe BAU am 20.01.2015 in München statt. Außerdem werden die siegreichen Projekte in die Wanderausstellung zu den besten Objekten der StahlWettbewerbe 2014/15 aufgenommen, die insbesondere an Hochschulen zu sehen ist.

Kategorie Hochbau Preis: Überdachung der Ausfahrt vor dem KundenCenter der Autostadt in Wolfsburg Ingenieur Prof. Mike Schlaich mit Ron MartenBehnke, David Sommer, Mathias Nier und Stephanie Thurath, schlaich bergermann und partner, Berlin Architekt GRAFT – Gesellschaft von Architekten mbH, Berlin Bauherr Autostadt GmbH, Wolfsburg

Weitere Informationen und Dokumentation aller 46 eingereichten Projekte unter www.ernst-und-sohn.de/ingenieurbaupreis

Ingenieurpreis des Deutschen ­Stahlbaues 2015 Der von bauforumstahl zum zweiten Mal in Zusammenarbeit mit der Bundesingenieurkammer als ideellem Partner online ausgelobte Ingenieurpreis des Deutschen Stahlbaues zeigte wieder eine breite Palette von Ingenieurleistungen. Der Ingenieurpreis in der Kategorie Hochbau geht an Mike Schlaich, schlaich bergermann und partner, Berlin für die Überdachung der Ausfahrt vor dem KundenCenter der Autostadt in Wolfsburg. In der Kategorie Brückenbau gewinnt Stephan Lüttger, Max Bögl Stahlund Anlagenbau GmbH & Co. KG für die Fertigung und Montage der spektakulären Großbrücke Sundsvall in Schweden. Von insgesamt 36 Einreichungen zum Wettbewerb kamen 23 aus der Kategorie Hochbau, 13 aus dem Brückenbau. Außer den beiden Preisen gibt es

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entstanden, das mit geringem Materialaufwand und in nachhaltiger Ausbildung eine Fläche von rund 1600 m2 überspannt, und dank der guten und ­effizienten Zusammenarbeit zwischen Bauherr, Architekten und Ingenieuren Planung und Bau in nur 15 Monaten erlaubte.

Alle Elemente des Tragwerkes sind sichtbar, nichts wird versteckt. Nutzungsabsicht und Entwurfsgedanke wurden konsequent umgesetzt und führten zu einem äußerst minimalistischen und materialsparendem Ingenieurbauwerk. Die Verwendung von Stahl beim Planen und Bauen leistet dabei einen wichtigen Beitrag zum Klimaschutz: einfache Wiederverwertbarkeit, ressourcenschonendes Recycling und geringer Materialverbrauch durch hohe Tragfähigkeit bei schlanken Konstruktionen. Zudem ist eine einfache Trennung der Materialien (hier Stahl und Membran) beim Rückbau möglich.

Auch die Membran trägt auf Grund ihres sehr geringen Eigen­gewichtes und dessen Einwirkung auf die Tragstruktur zur Nachhaltigkeit des Bauwerkes bei.

Die Wahl der Sattelform ermöglichte die Realisierung eines sehr leichten Flächentragwerks aus vorgespannten Zugelementen. Das Konzept des gemeinsamen Lastabtrages von Membran und Seilnetz führt zu einer schlichten Detaillierung und Erscheinung des Daches.

Die Membran legt sich bei der höheren Druckbeanspruchung von oben auf das Seilnetz, während die Sogbeanspruchung auch punktförmig abgetragen werden kann.

Auszeichnung: King Fahad National­ bibliothek in Riad, Saudi-Arabien

Bild 1. Ingenieurpreis des Deutschen Stahlbaus 2015 in der Kategorie Hochbau: Mike Schlaich von schlaich bergermann und partner, Berlin für die Überdachung der Ausfahrt vor dem KundenCenter der Autostadt in Wolfsburg (Foto: © Tobias Hein)

Konzept Überdachung der Ausfahrt vor dem KundenCenter der Autostadt in Wolfsburg Das neue Dach in der Autostadt in Wolfsburg stellt durch seine Wölbung gleichsam eine Willkommensgeste dar und fügt sich harmonisch in die hügelige Umgebung ein. Die Idee eines „Blattes in der Landschaft“ konnte durch die leichte, geschwungene Form des Stahlträgers mit dem luftigen Flächentragwerk sehr gut umgesetzt werden. Es ist ein membranbespanntes Seilnetzdach

Ingenieur Klaus Bollinger mit Mark Fahlbusch, Bollinger + Grohmann Ingenieure, Frankfurt am Main Architekt Gerber Architekten, Dortmund Bauherr Königreich Saudi-Arabien, vertr. durch die Arriyadh Development Authority Auszeichnung: Estádio Jornalista Mário Filho Maracanã, Rio de Janeiro, Brasilien Ingenieur Knut Göppert mit Knut Stockhusen, Thomas Moschner und Miriam Sayeg, schlaich bergermann und partner, Stuttgart

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Aktuell Bauherr Empresa de Obras Públicas (EMOP), ­Icaro Moreno Júnior

den. Das Herzstück der Umlauffertigung ist die halbautomatisierte Linienfertigung der orthotropen Platten.

Auszeichnung: Landesarchiv Nord­ rhein-Westfalen, Turmbauwerk – ­Duisburg

Auszeichnung: Neubau der ­Waschmühltalbrücke

Ingenieur Prof. Harald Kloft mit Prof. Klaus Fäth, Dr.-Ing. Florian Mähl und Martin Schneider, osd GmbH & Co. KG, Frankfurt am Main Architekt Ortner & Ortner Baukunst, Köln Stahlbauer stahl + verbundbau, Dreieich Bauherr Bau- und Liegenschaftsbetriebe des ­Landes Nordrhein-Westfalen, Düsseldorf Auszeichnung: Innovatives Verbund­ mittel für integrierte Deckenträger – CoSFB Betondübel Ingenieure Matthias Braun mit Dr.-Ing. Oliver Hechler und Dr.-Ing. Renata Obiala, ­ArcelorMittal – Technische Beratung, Esch-sur-Alzette, Luxemburg; Prof. Ulrike Kuhlmann, Universität Stuttgart Jury Prof. Stephan Engelsmann, Engelsmann und Peters, BIngK Eva Hinkers, Arup Prof. Martin Mensinger, TU München Dr. Christian Schramm, Schramm F ­ romemann, AKNW Prof. Michael Staffa, HafenCity Universität Hamburg, IFB Berlin Dr. Bernhard Hauke, bauforumstahl

Kategorie Brückenbau Preis: Fertigung und Montage der Sundsvall Brücke in Schweden Stahlbauer Stephan Lüttger mit Rüdiger Schidzig und Dr. Michael Pfeiffer, Max Bögl Stahl- und Anlagenbau GmbH & Co. KG Architekt Rundquist Arkitekter AB, Stockholm Ingenieur ISC Consulting Engineers A/S, Kopenhagen Bauherr Trafikverket, Sundsvall

Bild 2. Ingenieurpreis des Deutschen Stahlbaues 2015 in der Kategorie Brückenbau: Stephan Lüttger von der Max Bögl Stahl- und Anlagenbau GmbH & Co. KG für die Fertigung und Montage der Sundsvall Brücke in Schweden (Foto: © Firmengruppe Max Bögl)

Konzept der Sundsvall Brücke in Schweden Die 1.420 m lange und 23.000 Tonnen schwere Stahlbrücke mit Stützweiten zwischen 88 und 170 m überspannt den Bottnischen Meerbusen bei Sundsvall in einer Höhe von bis zu 33 m (siehe Anlage 01). Mit der im Grund- und Aufriss gekrümmten Brückengradiente und dem sich über die gesamte Brückenlänge ändernden Brückenquerschnitt entspricht die Brücke inmitten der Hafenstadt nicht nur den hohen architektonischen Anforderungen, sondern ihr Bau erfreute auch die moderne Ingenieurkunst.

Das Fertigungs-, Montage- und Logistikkonzept der Brücke ist in seiner Größenordnung auch für den modernen Deutschen Stahlbau ein Meilenstein.

Um den hohen technischen Anforderungen und dem sehr engen Gesamtterminplan gerecht zu werden, wurden alle Bereiche des modernen Stahlbaus gefordert: Angefangen mit der umfangreichen und komplexen 3D Planung des Bauwerks, den Fertigungs-, Logistik- und Montageabläufen mit interaktiv verknüpfter Prozesssteuerung, der Logistikkette zwischen den einzelnen Produk­ tionsorten bis hin zur technisch hoch anspruchsvollen Hubmontage über dem Meer.

Für die Montage der 1,4 km langen Brücke wurde der durchlaufende Brückenträger in Längsrichtung in elf Sek­ tionen mit maximal 160 m Länge unterteilt. Die Haupttragkonstruktion des Brückenträgers mit der Hülle und den beiden Längsträgern besteht komplett aus orthotropen Platten. Bei der erforderlichen Fertigungsleistung von einem gesamten Brückenquerschnitt mit 24 m Länge pro Woche mussten somit pro Woche im Schnitt 16 orthotrope Platten hergestellt werden. Dies war mit der herkömmlichen Fertigungsweise logistisch nicht zu leisten und es musste eine spezielle Umlauffertigung entwickelt wer-

Ingenieur Volkhard Angelmaier mit Rico Stockmann, Leonhardt, Andrä und Partner Beratende Ingenieure VBI AG, Stuttgart Architekt AVI Architekten GmbH, Kaiserslautern Bauherr Bundesrepublik Deutschland vertreten durch Landesbetrieb Mobilität Kaiserslautern Auszeichnung: Fuß- und Radweg­ brücke Hagelsbrunnenweg, StuttgartVaihingen Ingenieur Stephan Engelsmann, Engelsmann ­Peters Beratende Ingenieure, Stuttgart Bauherr Landeshauptstadt Stuttgart – Tiefbauamt, Abt. Stadtbahn Brücken + Tunnelbau, Projektleitung + Konstruktion B ­ rücken Auszeichnung: Innkanalbrücke Töging Ingenieur Daniel Schäfer mit Dr. Frank Jungwirth, BPR Dr. Schäpertöns & Partner, München Bauherr VERBUND Innkraftwerke GmbH, ­Töging am Inn Auszeichnung: Neubau der Osthafen­ brücke Frankfurt am Main Ingenieur Sebastian Schultheis, Grontmij GmbH, Frankfurt Architekt Ferdinand Heide Architekt BDA, Frankfurt/Main Bauherr Stadt Frankfurt am Main, ASE Amt für Straßenbau und Erschließung Jury Michael Arns, Arns Architekten, AKNW Prof. Markus Feldmann, RWTH Aachen Dr. Oliver Hechler; ArcelorMittal Dr. Eckart Koch, DB Netz AG

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Aktuell Dr. Christoph Meinsma Beratender I­ ngenieur, IK Bau NRW Volker Hüller, bauforumstahl Weitere Informationen: bauforumstahl e.V. Dipl.-Volksw. Angelika Demmer Leiterin Öffentlichkeitsarbeit Sohnstr. 65, 40237 Düsseldorf Tel. +49(0)211/6707-830 Fax +49(0)211/6707-829 angelika.demmer@bauforumstahl.de www.bauforumstahl.de www.stahlbauverbindet.de

Stärkung der Reputation und ­Ausbildungsqualität von Ingenieuren in Europa An ihrer Generalversammlung am 10. Oktober 2014 in Danzig wählte die Fédération Européenne d’Associations Nationales d‘Ingénieurs (FEANI) Prof.

Dr.-Ing. José Manuel Vieira einstimmig zu ihrem neuen Präsidenten, neuer Vize­präsident ist der Direktor des VDI in Deutschland, Wirtsch.-Ing. Ralph ­Appel.

José Vieira, in Braga in Portugal geboren, lehrt Bauingenieurwesen und ist Leiter der Division Hydraulik an der Universität von Minho. Er verfügt über fast 40 Jahre Erfahrung in zahlreichen Bereichen der Ingenieurtätigkeit. In ­seiner Dankesrede unterstrich er die Schwerpunkte der FEANI-Mission: ­Förderung der Mobilität, die Ausbildung und berufliche Entwicklung der Inge­ nieurinnen und Ingenieure, um ihre ­Reputation in der Gesellschaft zu verbessern. Mit Blick auf die in einigen Ländern erkennbare Schwierigkeit, junge Menschen für technische Berufe zu gewinnen, mahnte er, dass Nachwuchsprobleme die Überlegenheit Europas in puncto Innovationskraft empfindlich schmälern könnten. Die Qualifi­ kation junger Ingenieure bleibe eine europaweite Herausforderung. Parallel dazu müssten sich FEANI und ihre na­ tionalen Mitglieder dafür stark machen, die gesellschaftliche Anerkennung der Ingenieurberufe zu verbessern. Als weitere Eckpfeiler seines Mandats hob Vieira die verbesserte Kommunikation zwischen den FEANI-Mitgliedsverbänden hervor, z. B. durch das kürzlich gegründete National Member Forum.

FEANI ist die Dachorganisation der ­europäischen Ingenieurverbände und vertritt heute 4 Mio. Ingenieure aus 32 Ländern. Sie wurde 1951 gegründet.

Deutsche Ingenieurverbände, organisiert unter dem Dach des DVT (Deutscher Verband technisch-wissenschaft­ licher Vereine), gehören zu den Gründungsmitgliedern.

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Auf dem European Engineers’ Day in Brüssel am 20. November 2014 demonstrierte ein breites Bündnis europäischer Firmen und Verbände ihren Zusammenschluss für eine bessere Anziehungskraft und Gewichtung. Die 150 Teilnehmer aus Industrie, Forschung und Berufsverbänden der beratenden Ingenieure diskutierten, wie die EU-Politik die Berufsgruppe unterstützen kann, den Erwartungen der Gesellschaft gerecht zu werden.

Fachkräftemangel ist in vielen europäischen Ländern ein Thema, es wird z. B. für Deutschland von 60.000 fehlenden Ingenieuren ausgegangen und für das Vereinigte Königreich von mehr als 81.000 Menschen mit technischen Fähigkeiten.

Auch die Anerkennung von beruf­ lichen Qualifikationen und die EUweite Mobilität von Ingenieuren war Thema der eintägigen Konferenz. Der Däne Flemming B. Pedersen, Präsident der European Federation of Engineering Consultancy Associations (EFCA), erinnerte das Publikum in seinem packenden Vortrag daran, dass es die Ingenieure sind, die große Projekte entwerfen und betreiben und die Gesellschaft zu einem besseren Lebensort machen. Internationalisierung und grenzüberschreitende Anerkennung von Ingenieurqualifikationen sind in ­einer globalisierten Welt wichtig und entscheidend um eine bessere Zukunft für die Gesellschaft zu schmieden. Es wurde die zügige Umsetzung der neuen EU-Richtlinie über die gegenseitige Anerkennung von Berufsqualifikationen für öffentliche Aufträge gefordert, die bestehende Regelung gilt nur noch bis zum 17. April 2016.

Der österreichische Bauingenieur Dipl.-Ing. Klaus Thürriedl, General­ sekretär des European Council of Engineers’ Chambers (ECEC) betonte die Bedeutung von mehr Investitionen und Ressourceneinsatz seitens der politischen Entscheidungsträger auf EU- und auf nationaler Ebene, um Ingenieuren die Arbeit an Innovationen für die Zukunft zu ermöglichen.

In der Diskussionsrunde zum Abschluss der Konferenz brachte die Schwedin Ulrika Lindstrand auf den Punkt, dass es von entscheidender Bedeutung sei, die öffentliche Wertschätzung von Ingenieuren und ihrer Ausbildung, ihren professionellen Ansprüchen und ihrer Fähigkeit zur Problemlösung in einer sich verändernden Welt zu entwickeln. „Man hat das Gefühl, dass wir Ingenieure in der Gesellschaft fast unsichtbar sind. Der Öffentlichkeit scheint nicht bewusst, welch gute Arbeit diese Berufsgruppe leistet.“ Nun sind EU-Politiker aufgefordert, die europäischen Ingenieure bei der Be-

wältigung einer ganzen Reihe kritischer Fragen zu unterstützen.

Weitere Informationen: www.feani.org

Gesundheitsgefahr Radongas – SIA unterstützt die Radon-Tagung der Krebsliga Schweiz Radon (Rn) ist ein natürliches radioaktives Gas, das während des Zerfallsprozesses entsteht, bei dem sich das in der Erdkruste vorkommende Uran (U) in Blei (Pb) verwandelt. Wie Asbest, Formaldehyd und andere giftige Substanzen ist es ein Innenraumschadstoff, der für Bewohner eine ernsthafte Gefahr darstellen kann. Unter normalen Umgebungsbedingungen befinden sich sämtliche Elemente des nuklearen Zerfallsprozesses im Festzustand. Eine Ausnahme bildet Radon, das in gasförmigem Zustand auftritt: daher seine große Mobilität und seine Fähigkeit, ins Gebäude­ innere einzudringen. Unter Radon versteht man zumeist das Isotop 222Rn. Daneben gibt es jedoch noch zwei weitere Isotope: das 220Rn, das auch als Thoron bezeichnet wird, sowie das 219Rn, auch Actinium genannt. Letzteres hat eine sehr kurze Halbwertzeit und kann in der Regel vernachlässigt werden.

Die Baumaterialien können zwei ­Arten von Strahlung erzeugen: –– direkte Strahlung (Emissionen α, βund γ-Strahlen), die Gegenstand der EU-Richtlinie 213/59/Euratom, vom 5.12.2013 bildet; –– indirekte Strahlung (Exhalation von radioaktiven Gasen, insbesondere Radon und Thoron), für die es zurzeit keine klaren Normwerte gibt.

Gefährlich wird der Austritt (die Exhalation) des Radons vor allem dann, wenn seine ebenfalls radioaktiven Zerfallsprodukte vom Menschen eingeatmet oder auf andere Weise aufgenommen werden.

Woher stammt das Radon in Innen­ räumen?

Radonquellen sind in erster Linie der Bauuntergrund, in zweiter Linie die verwendeten Baustoffe und schließlich das Trinkwasser sowie vereinzelt Gegenstände des Hausrats. Mit dem Trink­ wasser gelangt fast ausschließlich das Radon-Isotop 222Rn (meist einfach ­„Radon“ genannt) in die Gebäude, während die aus dem Gebäudeinnern selbst stammenden Emissionen signifikante Konzentrationen von 220Rn (Thoron) aufweisen können. Während sich eine Radonkonzentration wir-

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Aktuell / Technische Regelsetzung kungsvoll mit Instrumenten quantifizieren lässt, ist dies für Thoron mit den üblicherweise benutzten Dosimetern meist nicht möglich. Radon wird über einen sehr langen Zeitraum an die jeweilige Umgebung abgegeben – der Gesteinsuntergrund gibt so lange Radon ab, bis dessen Vorläufer (von Uran bis Radium) erschöpft sind, das heißt während Milliarden von Jahren. Die Exhalation des Radons selbst lässt sich mit den heute bekannten Methoden nicht bremsen oder blockieren. Die einzige Möglichkeit, Lebewesen zu schützen, liegt darin, die Exposition gegenüber der erwähnten ionisierenden Strahlung zu minimieren.

Welche Grenzwerte sind akzeptabel?

Gemäß der Strahlenschutzverordnung (StSV-1994) gelten in der Schweiz derzeit ein im Jahresdurchschnitt berech­ neter Grenzwert von 1000 Bq/m3 für Wohn- und Aufenthaltsräume und ein als Mittelwert für die monatliche Arbeitszeit berechneter Wert von 3000 Bq/m3 in Arbeitsräumen. Allerdings wird diese Verordnung derzeit revidiert. Ab 2016 ist mit neuen (nicht mehr als Grenz-, sondern als Richtwerte ausgestalteten) Werten zu rechnen: Für Wohnräume dürften diese bei 300 Bq/m3 (Jahresmittelwert) liegen, während für Arbeitsplätze ein recht hoher Wert von 1000 Bq/m3 vorgeschlagen wird.

In der Europäischen Union sieht die entsprechende Richtlinie nutzungsunabhängig für geschlossene Räume einen Höchstjahreswert von 300 Bq/m3 vor. Die WHO empfiehlt seit 2009, den Jahresmittelwert von 300 Bq/m3 nicht zu überschreiten, und nennt als Zielvorgabe einen Wert unter 100 Bq/m3.

Was kann die Bauwirtschaft tun?

In der Praxis sind zwei Hauptfälle zu unterscheiden: die Infiltration von außen und der interne Radonaustritt. Im ersten Fall besteht die bauliche Eingriffsmöglichkeit darin, die Eintrittswege durch Stahlbetonplatten zu blockieren, ergänzt durch geeignete Dichtungen bzw. synthetische Folien. Unter der Gebäudesohle sollte zudem eine Drainage hergestellt werden, die sich mithilfe h ­ orizontaler Leitungen absaugen lässt. Auch Überdruck im Innern der Räume kann dazu beitragen, das Eindringen von Radon aus dem Untergrund zu verhindern. Eine solche Lösung ist jedoch oft mit erheblichen Kondenswasserproblemen an den durchlässigsten Stellen verbunden, was leicht zu Schimmel- oder Pilzbildung führen kann. Im zweiten, selteneren Fall ist das

Problem möglicherweise komplexer.

Dann ist zu prüfen, ob Radon exhalierende Baustoffe verwendet wurden und wie sie entfernt werden können. Bei diesem Typ von R ­ adonexhalation spielt oftmals das Thoron die entscheidende Rolle.

Technische Lösungsvorschläge sollten stets fall- bzw. gebäudespezifisch – allenfalls mithilfe von Radonfachleuten – erarbeitet werden.

Welche Gebiete der Schweiz sind besonders betroffen?

Die vom Radonproblem am stärksten betroffenen Regionen sind der Alpenraum (Graubünden, Uri, Tessin, Wallis) und Jura. Doch auch in Gebieten, die als verhältnismäßig sicher betrachtet werden, sind gelegentlich hohe Radonkonzentrationen aufgetreten. Jede Parzelle ist ein besonderer Fall, der individuell behandelt werden muss.

Wer verantwortet die Einhaltung der Grenzwerte?

In der Regel beauftragt die Bauherrschaft den Architekten oder Ingenieur mit der Projektierung und Leitung der Bauarbeiten und vertraut dabei auf dessen Fähigkeit, einen mängelfreien Bau zu erstellen. Implizit und mangels einer klaren Freistellung auf Vertragsebene trifft die Verantwortung für die Radonbelastung daher die erwähnten Baufachleute.

Informationsangebote für Baufachleute Um die Radonprobleme angehen und lösen zu können, ist es entscheidend, die Öffentlichkeit, aber auch Bau- und Immobilienfachleute fundiert zu informieren. Eine angemessene Dokumentation findet sich derzeit auf der Website des Schweizerischen Bundesamts für Gesundheit (BAG). Überdies erscheint es wünschenswert, dass ein Basiswissen über Radon in die Ausbildung von Ingenieure und Architekten einfließt. Eine solche, wenige Stunden umfassende ­Basisinformation ließe sich relativ pro­ blemlos in bestehende Kurse integrieren. Bisher bieten die EPF Lausanne, die Università della Svizzera Italiana (USI) und EIA-Fribourg, in Zusammenarbeit mit dem SIA, solche Fachkurse an.

Dipl. Ing. ETHZ/SIA Mauro Gandolla, Direktor Econs SA, Dozent der ­Radonkurse an der USI (Accademia di architettura di Mendrisio) und an der EPF Lausanne [gekürzt, aus TEC21 46/2014]

Technische Regelsetzung Norm-Entwurf DIN 18041 Hörsamkeit in Räumen E DIN 18041:2015-02 Hörsamkeit in Räumen – Anforderungen und ­Hinweise für die Planung Der Norm-Entwurf ist am 9. Januar 2015 erschienen und trägt das Ausgabedatum 2015-02, die Einspruchsfrist ­endet am 8. April 2015.

Dieses Dokument legt die akustischen Anforderungen und Planungsrichtlinien zur Sicherung der Hörsamkeit vorrangig für die Sprachkommunikation einschließlich der dazu erforder­ lichen Maßnahmen fest. Es gilt für Räume mit einem Raumvolumen bis etwa 5.000 m³, für Sport- und Schwimmhallen bis 30.000 m³. In dem NormEntwurf werden zwei Anwendungen unterschieden: –– Hörsamkeit über mittlere und größere Entfernungen (Räume der Gruppe A), wie z. B. Unterrichtsräume in Schulen, Gruppenräume in Kindertageseinrichtungen, Kon­ ferenzräume, Gerichts- und Ratssäle, Seminarräume, Hörsäle, ­Ta­gungsräume, Räume in Seniorentagesstätten, Sport- und Schwimmhallen; –– Hörsamkeit über geringe Entfernungen (Räume der Gruppe B), wie z. B. Verkehrsflächen mit Aufenthaltsqualität, Speiseräume, Kantinen, Spielflure und Umkleiden in Schulen und Kindertageseinrichtungen, Ausstellungsräume, Eingangshallen, Schalterhallen, Büros.

In Räumen der Gruppe A ist die Hörsamkeit über geringere Entfernungen mit eingeschlossen.

In Räumen der Gruppe B ist die Hörsamkeit über größere Entfernungen stark eingeschränkt.

Der Norm-Entwurf behandelt nicht die Hörsamkeit in Räumen mit speziellen Anforderungen, wie Theater, Konzertsäle, Kinos, Sakralräume, sowie in Räumen zur hochwertigen Aufnahme von Musik und Sprache (zum Beispiel Studios, Regieräume für Funk, Film, Fernsehen und Tonträgerproduktionen).

Die Empfehlungen können aber für Räume für allgemeine Musikdarbietungen, Mehrzweckräume (zum Beispiel Stadthallen) sowie für Räume mit größerem Volumen bis ca. 30.000 m³ sinn­ gemäß angewandt werden. Räume für klassische Musikdarbietungen fallen nicht in den Geltungsbereich dieses Norm-Entwurfs.

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Technische Regelsetzung / Bücher Dieser Norm-Entwurf behandelt nicht Wohnungen und Wohnräume. Im Sinne des inklusiven Bauens sind von Beginn der Planung an die Bedarfe von Personen mit eingeschränktem Hörver­ mögen zu berücksichtigen. Nicht nur die typischen „Veranstaltungsräume“ dienen der Kommunikation, sondern Kommunikation findet überall dort statt, wo sich Menschen begegnen, zum Beispiel in Fluren, Foyers, Pausenhallen und Ähnliches. Der Norm-Entwurf be­ rücksichtigt den aktuellen Kenntnis­ stand bezüglich Hörsamkeit und Inklu­ sion. Eine vollständig wissenschaftlich begründbare Ableitung für genaue nu­ merische Anforderungswerte ist hierfür zurzeit nicht bekannt. Man weiß aller­ dings, dass eine starke Raumbedämp­ fung sich günstig auf die Hörsamkeit auswirkt. Änderungsvermerk Gegenüber DIN 18041:2004-05 wurden folgende Änderungen vorgenommen: a) Begriffe wurden überarbeitet und an­ gepasst; b) Anforderungen für Räume der Gruppe A ergänzt und angepasst; c) Empfehlungen für Räume der Gruppe B komplett überarbeitet und neu gefasst; d) Hinweise und Empfehlungen für den Einsatz elektroakustischer Beschal­ lungsanlagen aktualisiert; e) Anhang A zum Nachweis raumakus­ tischer Anforderungen; f) Anhang B schalltechnische Bedingun­ gen für eine gute Raumakustik fasst bauakustische Aspekte zusammen, nicht mehr im Haupttext; g) Anhänge C, D, E und F überarbeitet und aktualisiert; h) Anhang G ergänzt und aktualisiert.

Weitere Informationen sowie Einspruch unter: www.entwuerfe.din.de

Neuer DIN-Arbeitsausschuss ­Radongeschütztes Bauen Der DIN Normenausschuss Bauwesen sucht Mitarbeiter für den neuen Arbeits­ ausschuss „Radongeschütztes Bauen“ in Zusammenarbeit mit dem Normenaus­ schuss Heiz- und Raumlufttechnik. Der Gründung des Arbeitsausschusses wurde vom Lenkungsgremiums des ­NABau-Fachbereiches 01 „Grund- und Planungsnormen“ zugestimmt.

Anmeldung und Kontakt: www.nabau.din.de Weitere Informationen: www.radon-indo.de

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DIN SPEC 91400 Klassifikations- und Beschreibungssystem für BIM DIN SPEC 91400:2015-01 Building Information Modeling (BIM) – Klassifikation nach STLB-Bau Die Norm stellt ein Klassifikations- und Beschreibungssystem für das Building Information Modeling (BIM) zur Verfü­ gung, mit dem Gebäudedatenmodelle inhaltlich kompatibel zum Ausschrei­ bungssystem STLB-Bau und kompatibel zur Syntax und Semantik des internatio­ nalen Standards ISO 16739 (Industry Foundation Classes, IFC) mit Daten ge­ füllt werden können. Die DIN SPEC legt dabei Anforderungen an die bauteil­ bezogenen, alphanumerischen Daten­ inhalte von Gebäudedatenmodellen (BIM) fest. Die Klassifikation wird als ­lfcXML-Datei webbasiert zur Verfügung gestellt und kann anwendungsindivi­ duell bei der Erstellung von Gebäude­ datenmodellen genutzt werden.

Bücher Sälzer, E., Eßer, G., Maack, J., Möck, Th., Sahl, M.: Schallschutz im Hochbau.

Grundbegriffe, Anforderungen, ­Kon­struktionen, Nachweise. Berlin, Ernst & Sohn, 2015. XIV, 352 S., 247 Abb., 65 Tab. Geb. ISBN 978-3-433-03029-5, € 79.

Um es gleich vorweg zu nehmen: ein gutes Buch. Der Hauptautor ist ein langjährig tätiger und sehr erfahrener Beratender Ingenieur für Bauphysik, insbesondere Bauakustik, und was wohl noch viel wichtiger ist: ein Prakti­ ker.

Sälzer hat schon mit früheren Büchern die in einschlägigen Regelwerken zum Schallschutz im Hochbau bestehenden Lücken gefüllt. Seine Mitautoren, zum Teil auch Bauakustiker mit jahrzehnte­ langer Erfahrung, tun es ihm gleich. Be­ sonders für den Bauingenieur, der nur gelegentlich mit Schallschutzfragen zu tun hat, ist das Buch ein wertvolles Nach­ schlagewerk, wenngleich es sich auch einfach nur so durchlesen lässt. Dazu trägt die gelegentlich lockere Ausdrucks­ weise bei und die an manchen Stellen leicht polemische Auseinandersetzung mit den einschlägigen Regelwerken (DIN 4109 und VDI 4100) und deren Entwürfen.

Besonders spannend ist die Beschrei­ bung der Geschichte der Schallschutz­ normung, mit dem das Buch beginnt.

Sie liest sich fast wie ein Krimi. Auch dem fachlich versierten Bauakustiker er­

schließt sich nun manches, was er schon immer mal wissen wollte und warum das in DIN 4109 so steht. Man be­ kommt nun auch Hinweise darauf, wa­ rum sich gerade die Normung im Schall­ schutz bei der Novellierung so schwer tut.

Das Buch stellt umfassend die in den genannten Normen und Richtlinien ent­ haltenen Anforderungen und Nachweis­ verfahren vor. Dabei werden nicht nur die in der akustischen und juristischen Fachwelt im Vordergrund stehenden Schallschutzanforderungen für Wohn­ gebäude behandelt, sondern auch die weiteren Anforderungen für Hotels, Krankenhäuser und Schulen. Die In­ halte der Normen und Richtlinien wer­ den kommentiert und durch zahlreiche Erfahrungswerte und Erkenntnisse aus Untersuchungen in Prüfständen und am Bau ergänzt. Das Buch bietet eine Fülle von Erläuterungen zu den physikalischbauakustischen Abhängigkeiten. Dabei tragen zahlreiche Diagramme und Skiz­ zen zum Verständnis bei. Es werden Hinweise zur schalltechnisch geeigneten Ausführung von Bauteilen gegeben, wo­ bei die in den einschlägigen Regelwer­ ken dargestellten Lösungen auch kri­ tisch hinterfragt und hierzu praxisge­ rechte Alternativlösungen präsentiert werden. Da die in DIN 4109 nebst Bei­ blättern dargestellten Konstruktionen teilweise veraltet oder dort aktuelle Bau­ weisen gar nicht aufgeführt sind, ist man auch als erfahrener Planer dankbar, be­ stimmte Baukonstruktionen mithilfe die­ ser Literaturangaben nachweisen zu können.

Die Autoren greifen offensichtlich auf zahlreiche eigene Messungen an ausge­ führten Bauten und auf Untersuchungen in Prüfständen ihres eigenen Instituts zurück. Nur beispielhaft seien die Unter­ suchungen zu Doppel- und Hohlböden sowie zu Dachkonstruktionen und Fas­ saden genannt.

Als Leitfaden für die Praxis ist dieses Buch auch deshalb so hilfreich, weil es schalltechnisch ungünstige oder unge­ eignete Konstruktionen beschreibt, die leider immer noch in der Baupraxis zu finden sind. Dies ist auch eine Hilfe zur Vermeidung von Haftungsfällen und Bauschäden.

Interessant ist auch das Kapitel über die schalltechnischen Messungen. So mancher Tragwerksplaner wird schon zahlreiche Schallschutznachweise auf­ gestellt haben, aber wer hat schon mal gesehen, wie die theoretisch berechne­ ten Schalldämmwerte messtechnisch überprüft werden? Hier kann man’s nachlesen. Die erforderliche Messappa­ ratur wird anhand zahlreicher Bilder ­anschaulich vorgestellt. Auch hier zeigt sich wieder der Praktiker. Denn zur

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Bücher / Veranstaltungen Feststellung, wo denn nun die akustische Schwachstelle eines Trennbauteils ist, hilft trotz moderner Messtechnik ein handelsübliches Stethoskop oft mehr.

Bemerkenswert ist, dass das Buch schon auf den Neuentwurf von DIN 4109 (November 2013) Bezug nimmt und damit sehr aktuell ist. Dabei liest es sich an manchen Stellen so, als stünde DIN 4109 schon kurz vor der Veröffentlichung als Weißdruck und der damit einhergehenden bauaufsichtlichen Einführung. Nach aktuellen Erkenntnissen wird man aber wohl doch noch etwas auf eine Neuausgabe von DIN 4109 warten müssen. Wenn alles korrekt läuft, werden noch die zahlreichen Einsprüche zum Normentwurf zu behandeln sein, die dann ggf. sogar in einem weiteren Normentwurf eingearbeitet sind. Nichtsdestotrotz kann es nicht schaden, sich mit den geplanten Neuerungen zu beschäftigen. Wenn DIN 4109 dann veröffentlicht wird, hat man mithilfe dieses Buches schon einen Wissensvorsprung.

Ein Unternehmen der TUDAG ­ echnische Universität Dresden AG T World Trade Center Dresden Freiberger Straße 37, 01067 Dresden Tel. +49(0)351/404704219 Fax +49(0)351/404704220 eipos@eipos.de www.eipos.de 5. Deutsches Forum innenraum­hyigene 24. und 25. Februar 2015, Gelsenkirchen

2. Detmolder Bauphysiktag 20. März 2015, Detmold Informationen/Anmeldung: www.werkstatt-emilie.de BIMiD bei den 11. Oldenburger Bautagen 12. und 13. März 2015, Oldenburg 3. BIMiD-Fachsymposium 23. April 2015, Stuttgart Informationen/Anmeldung: http://www.bimid.de/veranstaltungen

Themen: –– Trinkwasserhygenie –– Raumlufthygenie –– Schimmel/Oberflächen –– Planung/Begutachtung/Recht

6. Internationale Holz[Bau]PhysikKongress: Detaillösungen für den mehrgeschossigen Holzbau 16. und 17. April 2015, Bad Ischl, A ­ USTRIA

Informationen/Anmeldung: Fachverband SHK NRW Christiane Ehses ehses@shk-nrw.de

Informationen/Anmeldung: www.holzbauphysik-kongress.eu www.holzforschung.at

59. Betontage 2015 24. bis 26. Februar 2015, Ulm

19. Internationale Passivhaustagung 2015 17. und 18. April 2015, Leipzig

Dipl.-Ing. Ulrich Taubert, Pinneberg

Veranstaltungen Aachener Baustofftage 2015: Weiße Wanne – Planung und Ausführung 4. und 5. Februar 20152, Aachen Informationen/Anmeldung: www.aachener-baustofftag. ibac.rwth-aachen.de Mauerwerkstagen 2015 10. 02. 2015, Hannover 17. 02. 2015, Berlin 19. 02. 2015, Fürth 24. 02. 2015, Dortmund 26. 02. 2015, Darmstadt 03. 03. 2015, Leipzig 10. 03. 2015, Karlsruhe 19. 03. 2015, Hamburg Informationen/Anmeldung: http://www.wienerberger.de/ online-anmeldung-mauerwerkstage-2015 Bautechnische Grundlagen 20. Februar 2015, Dresden Feuchteschutz und Bauwerks­ abdichtung 17. März 2015, Dresden Informationen/Anmeldung: EIPOS Europäisches Institut für postgraduale Bildung GmbH

Informationen/Anmeldung: FBF Betondienst GmbH Gerhard-Koch-Straße 2+4 73760 Ostfildern Tel. +49(0) 711/32732327 Fax +49(0) 711/32732350 info@betontage.de 6. HolzBauSpezial Bauphysik 27. Februar 2015, Bad Wörishofen, SCHWEIZ Informationen/Anmeldung: forum-holzbau Simone Burri / Claudia Stucki Postfach 474, CH-2501 Biel Tel. +41(0)32/3272000 Fax +41(0)32/3272009 info@forum-holzbau.com www.forum-holzbau.com Nachträgliche Bauwerksabdichtung in der Altbausanierung 9. März 2015, Wuppertal Der Energieausweis nach Energieeinsparverordnung 2014 17. März 2015, Wuppertal Planung energiesparender Gebäude – Energieeffizient konstruieren 18. März 2015, Wuppertal Informationen/Anmeldung: Technische Akademie Wuppertal Hubertusallee 18 42117 Wuppertal Tel. +49(0) 202/74950 Fax +49(0) 202/7495202 taw-wuppertal@taw.de

Themen: –– Ökonomie des energiesparenden Bauens –– Passivhaus-Komponenten der Gebäudehülle –– EnerPHit-Komponenten für die Modernisierung –– Passivhaus geeignete Lüftungstechnik –– Nachrüstung von Lüftungssystemen im Bestand –– 1000 Wege der Wärmeversorgung im Passivhaus –– Schritt-für-Schritt-Modernisierung (EuroPHit) –– Erfolgreiche regionale und kommunale Umsetzung des PH-Standards (PassREg) –– Fortschritte in heißen Klimaten –– Ist Null gleich Vierzig? – Nachhaltigkeitsansprüche kritisch geprüft –– Kostengünstige Lösungen für Passivhäuser in Wohnungs- und Nichtwohnungsbau –– Neues aus Forschung und Entwicklung Informationen/Anmeldung: www.passivhaustagung.de 41. Aachener Bausachverständigentage 2015 – Außenwände und Fenster 20. und 21. April 2015, Aachen Informationen/Anmeldung: AIBAU gGmbH Theresienstraße 19, 52072 Aachen Tel. +49(0) 241/9105070 Fax +49(0) 241/91050720 info@aibau.de

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Veranstaltungen Deutscher Bautechnik-Tag 2015 23. und 24. April 2015, Düsseldorf

FIW-Wärmeschutztag 2015 21. Mai 2015, München

Informationen/Anmeldung: Deutscher Beton- und Bautechnik-­ Verein E.V. Dipl.-Bw. Anja Muschelknautz Tel. +49(0)30/23609645 muschelknautz@bautechniktag.de www.bautechniktag.de

Informationen/Anmeldung: www.waermeschutztag.de

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9. Internationale Buildair-Symposium 8. und 9. Mai 2015, Kassel Themen: –– Energieeffizienz relevante Luftdichtheit von Gebäuden –– moderne Lüftungssysteme –– Gebäudethermografie –– Frühbucherrabatt bis 20. März 2015 Informationen/Anmeldung: www.buildair.eu 12. Baden-Badener Energiegespräche: Deutsche Energiewende – Holzweg oder Erfolgspfad?

12.–13. Mai 2015, Baden-Baden Informationen/Anmeldung: EW Medien und Kongresse GmbH Jana Kittelmann Kleyerstraße 88 60326 Frankfurt am Main Fax +49(0) 69/7104687-9552 www.ew-online.de

6th International Building Physics Conference – Building Physics for a sustainable builtenvironment 14. bis 17. Juni 2015, Torino Information/Organizer http://ibpc2015.org/index.php BS2015 – 14th International Confer­ ence of the International Building ­Performance Simulation Association (IBPSA) December 7-9, 2015, Hyderabad/ INDIA Topics: –– Building physics –– Indoor air quality and thermal comfort –– Passive buildings –– Net zero buildings –– Solar energy utilization –– Simulation and real performance –– Advanced building simulation

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New software development Climate and microclimate Optimization CFD and air flow in buildings Building information modelling Simulation for commissioning, control and monitoring Energy storage Validation, calibration and uncertainty Simulation in fault detection and diagnostics Human aspects in simulation

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El Salvador „Zuhören, aufeinander zugehen und miteinander diskutieren“ Fünf Fragen an Birgitt Alger, Diplom-Mineralogin/ Umweltgeochemikerin, Projektmanagerin in der Development Assistance Group Europe/UmweltAbfall, CDM Smith Consult GmbH.

Birgitt Alger, Diplom-Mineralogin/Umweltgeochemikerin, Projektmanagerin in der Development Assistance Group Europe/Umwelt-Abfall, CDM Smith Consult GmbH

Das Team: CDM Smith – MARN – KfW im Büro San Salvador

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1. Warum geht „Nein, das geht so nicht“ in El Salvador so nicht?

Prinzipiell dürfte das in keinem Land gehen – erfolgreiche Projektarbeit basiert auf einem kreativen Austausch der Beteiligten, aus dem sich dann „the best way of project implementation“ durch Zuhören, aufeinander Zugehen und miteinander Diskutieren ergibt.

Es gibt Dinge, die wir nicht wissen und manches weiß unser Kunde und Projektpartner in El Salvador nicht – der Consultant hat einen gewissen technischen Wissensvorsprung, und die Menschen vor Ort sind bestens informiert über die lokalen Rahmenkonditionen.

Die besten Projektergebnisse werden erzielt, wenn das gemeinsame Wissen gebündelt und zielorientiert eingesetzt wird – das ist nicht zuletzt die Aufgabe des Projektmanagements. Autoritäres Gehabe oder „Besserwissertum“ führen nicht zum Ziel.

2. Fünf Erweiterungen vorhandener Abfalldeponien und der Bau einer neuen in 3 Jahren. Wie minutiös kann da die Planung aussehen?

Wir haben unsere Methodologie zur Planung während der Angebotsphase gemacht. Sie beruhte auf Informationen des Kunden und unseres lokalen Partners. Nach ca. einem Jahr im Projekt sehen wir nun, dass diese vorläufige Planung nicht im Geringsten mit der Realität kompatibel ist.

Wir konnten nur bei einer Erweiterung so vorgehen wie geplant, alle anderen benötigen eine an die Realität angepasste Planung, wie z. B. bei Santa Ana, wo jetzt zuerst der bereits bestehende Deponieabschnitt rehabilitiert werden muss, bevor die Planung der zweiten Ausbauphase beginnt, was eine nachhaltige und umweltschonende Gesamtoperation gewährleistet.

Auch bei der neu zu planenden Deponie stoßen wir auf gewisse Widrigkeiten, da der durch die verantwortliche Assoziation gewählte Standort für die zukünftige Deponie nicht optimal ist. Die Assoziation besteht aus 18 Gemeinden, wodurch Entscheidungen nicht einfacher werden.

Weiterhin haben wir uns mit politischen Vorgängen auseinanderzusetzen, im März 2014 waren Wahlen in El Salvador und jetzt im März 2015 finden die Bürgermeisterwahlen/Kommunalwahlen statt.

Insgesamt gesehen muss bei unserem Projekt sehr eng mit unserem Kunden vor Ort, dem Umweltministerium (MARN), und mit der KfW (Kreditanstalt für Wiederaufbau) zusammengearbeitet werden. Wir müssen gemeinsam die anvisierten Projektziele fest im Auge behalten, aber eben die Planung und Durchführung an die Gegebenheiten anpassen. Wir haben Glück, dass

WISSENSWERTES ZUM SALVADORIANISCHEN BAUARBEITSMARKT IM ÜBERBLICK: – erforderliche Papiere: unser Konsortium musste von uns vor Vertragsunterschrift in El Salvador eingeschrieben werden – neue Regelung seit Mitte 2013. Einschreibung bezüglich geforderter Dokumentation relativ aufwendig – alles in spanischer Sprache und meistens apostilliert einzureichen – praktische Hinweise für Einreise und Alltag: Einreise problemlos, da keine Visumspflicht. Nach Informationen des Auswärtigen Amtes wird El Salvador als gefährlich eingestuft – im Alltag kommt dies nicht unbedingt zum Tragen, wenn man sich umsichtig verhält.

– Gehälter: Bauingenieur/in mit ca. 5 bis 10 Jahren Berufserfahrung verdienen je nach Firma zwischen 1.000 und 1.500 €/Monat.

– Steuern: Mehrwertsteuer 13 % (IVA), sonstige lokale Steuern für ein eingeschriebenes Konsortium liegen bei ca. 13 %, aber es sollte unbedingt die Quellensteuer von 20 % berücksichtigt werden, die bei jeder Rechnungsstellung einer nicht salvadorianischen Firma einbehalten wird.

– interessante Links: http://www.auswaertiges-amt.de/ DE/Laenderinformationen/00-SiHi/ ElSalvadorSicherheit.html

Deponie, Fase I, in Chalatenango

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Arbeiten in …

El Salvador sowohl das MARN als auch die KfW sich sehr aktiv einbringen und am gleichen Strang ziehen.

Ahuachapan

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3. Sie kamen ohne eine fact-finding-mission aus, weil El Salvador für CDM keine terra nova war. Sehen Sie das jetzt noch als die richtige Entscheidung an?

Ja, eine fact-finding-mission hätte uns damals keinen Mehrwert gebracht. Wir waren eng vernetzt, wir hatten CDM-Leute vor Ort, wir haben schon in der Angebotsphase unseren lokalen Partner eng in die Angebotserstellung eingebunden – deshalb konnten wir auch das Projekt gewinnen.

Die Information, die wir heute vor Ort haben, hätten wir durch eine fact-finding-mission nicht erhalten können – es war also die richtige Entscheidung.

Allerdings halten wir eine fact-finding-mission bei Projektangeboten ohne diese positiven Gegebenheiten für notwendig. Wir werden im 1. Quartal 2015 ein Angebot für ein großes Abfallmanagement-Projekt in Ägypten erstellen, und obwohl wir als CDM langjährige Erfahrung im Land haben, werden wir eine fact-finding-mission durchführen.

4. Wie reagiert man mit mitteleuropäischem Zeitempfinden auf einen eher relativen Zeitbegriff vor Ort? Mit Gelassenheit! Zu empfehlen ist, für etwaige zu überbrückende Wartezeiten immer ein Buch oder Unterlagen dabei zu haben …

Außerdem können außerplanmäßige Unterbrechungen auch genutzt werden, z.B. durch Gespräche mit Gemeindemitgliedern, mit den jeweiligen Projektverantwortlichen des MARN, anderen Wartenden, etc. Oft erfährt man interessante Dinge und/oder Interna über die beteiligten Assoziationen oder Gemeinden, die im Nachhinein fürs Verständnis hilfreich sein können.

Ungeduld ist jedenfalls fehl am Platz – es kann davon ausgegangen werden, dass die El Salvadorianer einen nur warten lassen, wenn etwas dazwischen kam. Alle Intentionen gehen in Richtung „de cumplir“ – es wird wirklich versucht, die geplanten Termine einzuhalten, aber das turbulente Leben dort macht einem manchmal einen Strich durch die Rechnung.

Deponie, Fase I (noch nicht in Betrieb), in Ahuachapan

5. Thema Bauüberwachung – wo liegen die Probleme und wie begegnet man ihnen ohne die zuweilen schwer zu vermeidende Gefahr der Gutsherrenart?

Eine gute Bauüberwachung ist der Garant für ein nachhaltiges, gutes und sinnvolles Projekt für die Bevölkerung.

Hier wird die Planung umgesetzt und oft müssen zeitnah noch Anpassungen vorgenommen werden. Dies erfordert vor allem eine(n) erfahrene(n) und ruhige(n) Bauüberwacher/in, welche(r) möglichst schon bei der Planung einbezogen worden ist. In unserem Fall können wir auf einen sehr erfahrenen Experten zurückgreifen, der vor allem in Geber-finanzierten Projekten weltweit Bauüberwachungen im Deponiebereich geleitet hat.

Erfahrung kann durch nichts ersetzt werden, und wenn sie noch mit Ruhe, Zurückhaltung und technischem Know-how verbunden ist, kann eigentlich nichts mehr schief gehen. – Jeder Beteiligte will eine gute Arbeit abliefern, deshalb werden Erfahrungswerte und technisches Know-how sehr gerne angenommen, wenn es dementsprechend vermittelt wird – also auf keinen Fall in Gutsherrenart!

AUF EIN WORT

Besprechung mit Gemeindevertretern der Assoziation in San Vicente

Für meinen ersten Aufenthalt zum Projektstart in San Salvador wurde mir ein kleines, sehr nettes Hotel gebucht. Ich kam abends an, bezog mein schönes und gemütliches Hotelzimmer und fiel nach dieser langen Reise todmüde ins Bett.

Am nächsten Morgen wachte ich früh auf und wunderte mich, warum ich mein rechtes Auge nicht richtig aufbekam – nach kurzem Zögern ging ich ins Bad und schaute prüfend in den Spiegel. Nach einem Blick war mir klar, dass ich rund 10 Moskitostiche im Gesicht und noch ungefähr 50 weitere über den Rest meines Körpers verteilt hatte.

Ich fuhr dann mit meinem sehr unschönen Gesicht in unser Projektbüro und setzte mit meiner Nachtgeschichte eine Lawine der Hilfsbereitschaft und hektischer Aktionen in Gang. In Peru habe ich nur mit Moskitonetz geschlafen, da ich bereits leidvoll erfahren musste, dass ich bevorzugtes Objekt der Begierde für Moskitos weltweit bin. Mit diesem Hinweis beschäftigte ich die lieben Kolleginnen und Kollegen in den nächsten Stunden mit der Suche nach einem Moskitonetz in ganz San Salvador – glücklicherweise war auch eine junge Mutter unter meinen Kolleginnen, die dann nach stundenlanger erfolgloser Suche die rettende Idee hatte: wir wurden in einem Möbelgeschäft für Kinderbetten und Wiegen fündig – ein wundervolles, elegantes, weißes Moskitonetz aus feinster Spitze.

Und dieses schöne Netz empfängt mich jetzt bei jeder Ankunft in San Salvador, über meinem Bett schwebend und mir Schutz für die Nacht versprechend, egal, ob in meinem ersten schönen Hotel oder in irgendeinem anderen Hotel, organisiert von meinen großartigen salvadorianischen Kolleginnen und Kollegen.

Das nenne ich Freundschaft!

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Impressum Die Zeitschrift „Bauphysik“ veröffentlicht Beiträge aus den Bereichen Wärme, Feuchte, Schall, Brand, Stadtklima sowie energiesparendes Bauen und Raumklima mit besonderem Bezug auf die bauphysikalischen Grundlagen, auf innovative Lösungen bei Berechnung, Konstruktion und Ausführung und damit im Zusammenhang stehende Fragestellungen.

Verlag: Wilhelm Ernst & Sohn – Verlag für Architektur und technische Wissenschaften GmbH & Co. KG Rotherstraße 21, D-10245 Berlin Tel. +49(0)30/47031-200, Fax +49(0)30/47031-270, info@ernst-und-sohn.de, www.ernst-und-sohn.de

Die in der Zeitschrift veröffentlichten Beiträge sind urheberrechtlich geschützt. Alle Rechte, insbe­ sondere 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.

Hinweise zu Manuskripten: www.ernst-und-sohn.de/service

Amtsgericht Charlottenburg HRA 33115B Persönlich haftender Gesellschafter: Wiley Fachverlag GmbH, Weinheim Amtsgericht Mannheim: HRB 432736 Geschäftsführerin: Franka Stürmer Steuernummer: 47013/01644, Umsatzststeueridentifikationsnummer: DE 813496225

Aktuelle Bezugspreise: Die Zeitschrift „Bauphysik“ erscheint mit 6 Ausgaben pro Jahr. Neben „Bauphysik print“ steht „Bauphysik online“ im PDF-Format über den Online-Dienst Wiley Online Library im Abonnement zur Verfügung.

Wissenschaftlicher Beirat: Prof. Dr.-Ing. Heinz-Martin Fischer, HFT Stuttgart Univ.-Prof. Dr.-Ing. Nabil A. Fouad, Leibniz Universität Hannover, Hannover Univ.-Prof. em. Dr.-Ing. habil Dr. h. c. mult. Dr. E. h. mult. Karl Gertis, Holzkirchen Univ.-Prof. Dr.-Ing. Gerd Hauser, TU München, München Prof. Dr.-Ing. Hans-Gerd Meyer, Berlin Univ.-Prof. Dipl.-Ing. Andreas Wagner, KIT Karlsruhe

Alle Preise sind Nettopreise. Das Abonnement gilt zunächst für ein Jahr. Es kann jederzeit mit einer Frist von drei Monaten zum Ablauf des Bezugsjahresendes schriftlich gekündigt werden. Das Abonnement verlängert sich um ein weiteres Bezugsjahr ohne weitere schriftliche Mitteilung. Spezielle Angebote und Probeheftanforderungen unter: www.ernst-und-sohn.de

Chefredakteurin: Dipl.-Ing. Claudia Ozimek Tel.: +49(0)30/47031-262, Fax: +49(0)30/47031-227, claudia.ozimek@wiley.com

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Redaktion: Petra Franke Tel.: +49(0)30/47031-279, Fax: +49(0)30/47031-227, petra.franke@wiley.com Produkte und Objekte: Dr. Burkhard Talebitari-Tewes Tel.: +49(0)30/47031-273, Fax: +49(0)30/47031-229, burkhard.talebitari-tewes@wiley.com Gesamtanzeigenleitung Verlag Ernst & Sohn: Fred Doischer Anzeigenleiterin: Sigrid Elgner Tel.: +49(0)30/47031-254, Fax: +49(0)30/47031-230, sigrid.elgner@wiley.com Sonderdrucke: Verkauf: Janette Seifert Tel.: +49(0)30/47031-292, Fax: +49(0)30/47031-230, janette.seifert@wiley.com Techn. Herstellung: Petra Franke Tel.: +49(0)30/47031-279, Fax: +49(0)30/47031-227, petra.franke@wiley.com

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Bauphysik, ISSN 0171-5445, is published bimonthly. US mailing agent: SPP, PO Box 437, Emigsville, PA 17318. Pe­ri­od­ic­ als post­age paid at Emigsville PA. Postmaster: Send all address changes to Bauphysik, John Wiley & Sons Inc., C/O The Sheridan Press, PO Box 465, Hanover, PA 17331.

Satz: LVD I BlackArt, Berlin Gedruckt auf säurefreiem Papier.

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© 2015, Ernst & Sohn – Verlag für Architektur und technische Wissenschaften GmbH & Co.KG, Berlin

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Bauphysik 36 (2014), Heft 6

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Vorschau 2/15 Karl Gertis, Thomas Schmidt Zur Ermittlung der Sorptionsenthalpie von Baustoffen Obwohl die Sorptionsvorgänge seit vielen Jahren intensiv untersucht wurden, sind in der Fachliteratur nur spärliche Angaben zur Sorptionsenthalpie von Baustoffen vorhanden. Man bräuchte solche Daten aber bei der Berechnung instationär-gekoppelter Wärme- und Feuchtetransportvorgänge.

Tanja Osterhage, Davide Calì, Rita Streblow, Dirk Müller Energetische Sanierung von Bestandswohngebäuden im Soll-Ist-Vergleich Im Zuge eines BMWi-Forschungsvorhabens wurden drei Wohnriegel aus den 1950–60er-Jahren umfassend energetisch saniert. Die Sanierungsmaßnahmen variieren sowohl im baukonstruktiven (Fenster-, Dämmstoffgüte) als auch im anlagentechnischen Bereich (Heizung, Lüftung, Trinkwarmwasser).

Zur Überprüfung der Effizienz wurde ein hochauf­ lösendes Monitoring installiert.

Milena Frank, Tobias Loga, Margrit Schaede, Claudia Weißmann Eigendeckung des Strombedarfs von Niedrigst­ energiehäusern durch Photovoltaik-Anlagen – Verrechnung mit unterschiedlichen Zeitschrittweiten ergänzend zur EnEV Im Rahmen von Modellrechnungen werden drei Niedrigstenergiehäuser (EFH, Reihenhaus, MFH) analysiert, die bezüglich ihres Wärmeschutzes dem Passivhaus-Standard entsprechen und deren Restwärmebedarf durch eine Elektro-Wärmepumpe gedeckt wird. Sie verfügen über einer PV-Anlagen.

Maike Reuther, Oliver Steffens Evaluation der Bauteiltemperierung für den Herzogskasten Abensberg Die These, dass die direkte Temperierung zur Beseitigung von Feuchteschäden auch die Energie­ effizienz des Gebäudes erhöhen und sogar ohne weitere energetische Sanierungsmaßnahmen die Anforderungen der EnEV erfüllen kann, wird überprüft.

Monika Hall, Achim Geissler Einfluss der Wärmespeicherfähigkeit auf die energetische Flexibilität von Gebäuden Üblicherweise speisen Gebäude mit PV-Anlagen einen Großteil des Ertrags in das öffentliche Stromnetz ein. Um den Eigenverbrauch zu erhöhen, bietet es sich bei gut gedämmten Gebäuden an, die Laufzeit der Wärmepumpe auf die Tageszeit zu limitieren. Es wird der Einfluss der Wärmespeicherfähigkeit des Gebäudes auf die operativen Temperaturen untersucht.

Peter Strangfeld, Horst Stopp Schwimmende Siedlungsstrukturen – Anpassungsstrategie an den Klimawandel Schwimmende Bauten dienen der architektonischen Aufwertung von stillgelegten Stadt- und Industriehäfen sowie Tagebaufolgelandschaften, und bilden eine Alternative zum Bauen auf festem Grund. Sie gewinnen infolge ansteigender Meeresspiegel existenzielle Bedeutung und erschließen der Bauphysik neue Aufgabengebiete. (Änderungen vorbehalten)

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