Beton- und Stahlbetonbau 01/2013 Free Sample Copy by Ernst & Sohn

1 108. Jahrgang Januar 2013 ISSN 0005-9900 A 1740

Beton- und Stahlbetonbau

- Hochbeanspruchte Druckglieder aus UHPC - Robustheit von SVB gegenüber Temperatur - Dauerhaftigkeit polymergetränkter AR-Glas-Bewehrungen - Querkraftermüdung von Spannbetonträgern - Experimentelle Umsetzung von Symmetrielagerungen - Umbau des Theaters Heidelberg - Dauerhaftigkeit befahrener Parkdecks - Nachwuchsförderpreis 2012

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Beton- und Inhalt Stahlbetonbau 1/13 Zum Titelbild Auf dem Titelbild zu sehen ist das Regional Emergency Management Centre in Foligno (Italien). Diese Schalenkonstruktion ist der Gewinner in der Kategorie „ Buildings“ des European Concrete Awards 2012, der vom European Concrete Societies Network (ECSN) vergeben wird. Das Gebäude mit den acht beweglichen Auflagerungspunkten ist die optimale Lösung für die Anforderung, eine absolut erdbebensichere Notfallaufnahme zu schaffen. Dabei garantiert die Anwendung von Base Isolation-Techniken die weitgehende dynamische Entkoppelung zwischen Gebäude und Untergrund. Mehr dazu im Nachrichtenteil ab S. 76. (Foto: Österreichische Bautechnik Vereinigung)

Konrad Bergmeister Editorial: Mehrwert für den Bauingenieur FACHTHEMEN

Martin Heimann, Holger Schmidt, Ngoc Linh Tran, Carl-Alexander Graubner Zuverlässigkeit hochbeanspruchter Druckglieder aus UHPC Wolfram Schmidt, Henricus Jozef Brouwers, Hans-Carsten Kühne, Birgit Meng Optimierung der Robustheit von selbstverdichtendem Beton gegenüber Temperatureinflüssen

Till Büttner, Michael Raupach Dauerhaftigkeit polymergetränkter AR-Glas-Bewehrungen in Beton – Materialauswahl und Lebensdauerprognose

Frederik Teworte, Josef Hegger Querkraftermüdung von Spannbetonträgern ohne Querkraftbewehrung

Karsten Winkler, Peter Mark Experimentelle Umsetzung von Symmetrielagerungen BERICHTE

Andreas Herrmann, Markus Dietz, Bettina Lerner, Renate Kalmbach Eine neue Bühne für den denkmalgeschützten Theatersaal

Regelungen zur Dauerhaftigkeit von befahrenen Parkdecks Stellungnahme des DAfStb

Nachwuchsförderpreis von Ernst & Sohn 2012

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BETON- UND STAHLBETONBAU aktuell VERANSTALTUNGSKALENDER Produkte & Projekte

108. Jahrgang Januar 2013, Heft 1 ISSN 0005-9900 (print) ISSN 1437-1006 (online) Peer-reviewed journal Beton- und Stahlbetonbau ist ab dem Jahrgang 2007 bei Thomson Reuters ISI Web of Science akkreditiert. Impact Factor 2011: 0,456

www.wileyonlinelibrary.com, die Plattform für das Beton- und Stahlbetonbau Online-Abonnement

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Planen und Bauen mit Betonfertigteilen Regelungen zur Dauerhaftigkeit von befahrenen Parkdecks Aktuell

57. BETONTAGE

Werte schaffen mit Beton 57. BetonTage zeigen Perspektiven für Betonbauteile auf Vom 5. – 7. Februar 2013 dreht sich im Kongresszentrum Edwin-Scharff-Haus in Neu-Ulm wieder alles um den Baustoff Beton. Unter dem Motto „Werte schaffen“ gehen die BetonTage dann zum 57. Mal an den Start. Knapp 2.000 Teilnehmer werden auf Europas größtem Kongress der Betonfertigteilindustrie erwartet, der dieses Mal Großbritannien als Gastland präsentiert. Die Eröffnungsredner sind ANSELM BILGRI, Unternehmensberater und ehemaliger Prior des Klosters Andechs, und Prof. MIKE SCHLAICH, schlaich bergermann und partner, die das

Leitthema der Veranstaltungen jeweils aus ihrer Sicht reflektieren. Besetzt mit hochkarätigen Referenten aus Wirtschaft und Forschung informieren die BetonTage über branchenrelevante Entwicklungen im Bereich der Normung, der Betontechnologie und der Herstellungsverfahren. Beiträge zu betriebswirtschaftlichen und rechtlichen Themen ergänzen die technischen Inhalte. Eine Informationsausstellung mit rund 160 Ausstellern aus der Maschinen-, Zuliefer- und Softwareindustrie begleitet den Kongress.

Dienstag, 5. Februar 2013

Mittwoch, 6. Februar 2013

Donnerstag, 07. Februar 2013

09:00 – 12:00 Plenum 1 Eröffnungsvorträge

09:00 – 12:30 Plenum 2 Freier Warenverkehr und deutsche Qualität Gastland Großbritannien

09:00 – 10:30 Plenum 3 Tag der Marktpartner

12:00 – 14:00 Mittagpause 14:00 – 15:30 Podium 1 Anwendungsgerechte Forschung für Beton 14:00 – 15:30 Podium 2 Straßen-, Landschafts- und Gartenbau 14:00 – 15:30 Podium 3 Konstruktiver Fertigteilbau 1 Gebaute Beispiele, technische Konzeptionen 14:00 – 15:30 Podium 4 Wirtschaft und Recht

12:30 – 14:00 Mittagpause 14:00 – 15:30 Podium 5 Von der Forschung zur Praxis 14:00 – 15:30 Podium 6 Konstruktiver Fertigteilbau 2 Innovative technische Lösungen – Vom Entwurf zur Umsetzung 14:00 – 15:30 Podium 7 Leichtbeton

15:30 –16:00 Kaffeepause

16:00 – 17:30 Podium 2 Straßen-, Landschafts- und Gartenbau 16:00 – 17:30 Podium 3 Konstruktiver Fertigteilbau 1 Gebaute Beispiele, technische Konzeptionen

16:00 – 17:15 Podium 5 Von der Forschung zur Praxis 16:00 – 17:15 Podium 6 Konstruktiver Fertigteilbau 2 Innovative technische Lösungen – Vom Entwurf zur Umsetzung 16:00 – 17:15 Podium 7 Leichtbeton

16:30 – 17:30 Podium 4 Wirtschaft und Recht

16:00 – 17:15 Podium 8 Betonwerkstein

19:00 Abendveranstaltung

17:15 – 18:00 Besonderer Beitrag Von Leitwölfen und Meerschweinchen – Was Unternehmer von der Natur lernen können

Beton- und Stahlbetonbau 108 (2013), Heft 1

11:00 – 12:30 Podium 9 + 10 Die neuen Regelwerksituation für Planung und Realisierung von Betonbauwerken 11:00 – 12:30 Podium 11 Rohrleitungsbau und Entwässerungstechnik 12:30 – 16:00 Podium 13 Beton in der Architektur 12:30 – 14:00 Mittagpause

14:00 – 15:30 Podium 8 Betonwerkstein

15:30 –16:00 Kaffeepause 16:00 – 17:30 Podium 1 Anwendungsgerechte Forschung für Beton

10:30 – 11:00 Kaffeepause

14:00 – 17:00 Podium 9 DBV-Schwerpunktthema: Bauausführungen nach der neuen DIN EN 13670:2011-03 – Ausführungen von Tragwerken aus Beton 14:00 – 17:00 Podium 10 Beton in der Tragwerksplanung 14:00 – 17:00 Podium 11 Rohrleitungsbau und Entwässerungstechnik 14:00 – 17:00 Podium 12 Kleinkläranlagen

57. BETONTAGE

PODIUM 9 + 10 Die neue Regelwerksituation für Planung und Realisierung von Betonbauwerken Moderation: Dr.-Ing. LARS MEYER, Deutscher Beton- und Bautechnik-Verein, Berlin 11:00 Uhr Erläuterung der konsolidierten Situation der Regelungen zum Eurocode 2 und zur DIN EN 206 Prof. Dr.-Ing. JÜRGEN SCHNELL, Dr.-Ing. UDO WIENS, Dipl.-Ing. ANETT IGNATIADIS, Deutscher Ausschuss für Stahlbeton, Berlin

Workshop zum Eurocode 2 – Auslegungsfragen: – Durchstanzen und Querkraft Prof. Dr.-Ing. JOSEF HEGGER, RWTH Aachen – Baustoffe, Dauerhaftigkeit, Druckglieder Dr.-Ing. FRANK FINGERLOOS, Deutscher Beton- und Bautechnik-Verein, Berlin – Verbundfugen, Grenzzustand der Gebrauchstauglichkeit (Verformungen, Rissbreiten, Spannungen) Prof. Dr.-Ing. Dr.-Ing. E. h. KONRAD ZILCH, Technische Universität München

Leistungserklärung versus Verwendbarkeitsnachweis – Bedeutung des CE-Zeichens bei Betonfertigteilen Dr.-Ing. LARS MEYER, Deutscher Beton- und Bautechnik-Verein, Berlin

PODIUM 9 DBV Schwerpunktthema Bauausführung nach der neuen DIN EN 13670:2011-03 – Ausführung von Tragwerken aus Beton

Abnahme von Betonbauteilen aus juristischer Sicht Prof. Dr. jur. GERD MOTZKE, Jur. Fakultät der Universität Augsburg

Moderation: Dipl.-Ing. ANDREAS MEIER, Dr.-Ing. Björn Siebert, Deutscher Beton- und Bautechnik-Verein

12:30 Uhr MITTAGESSEN

Einbau von Bewehrung und Beton Dipl.-Ing. ANDREAS MEIER, Deutscher Beton- und Bautechnik-Verein, München

14:00 Uhr

PODIUM 10 Beton in der Tragwerksplanung Moderation: Prof. Dr.-Ing. HANS-JOACHIM WALTHER, Hochschule Karlsruhe Planung von Betonbodenplatten – Notwendige Klassifizierung von Betonböden zur Vermeidung von Mängeln Dipl.-Ing. KARSTEN EBELING, ISVP Lohmeyer + Ebeling, Burgdorf

Überwachung des Betoneinbaus – Von 28 Tagen abweichendes Prüfalter Dr.-Ing. BJÖRN SIEBERT, Deutscher Beton- und BautechnikVerein, Berlin Festigkeitsentwicklung von Beton – Schnittstelle Planer/Ausführung Dipl.-Ing. ANDREAS MEIER, Deutscher Beton- und Bautechnik-Verein, München Nachbehandlung von Beton und Ausschalfristen Dr.-Ing. ENRICO SCHWABACH, Deutscher Beton- und Bautechnik-Verein, Berlin

Zwangbeanspruchungen im Hochbau – Konsequenzen für eine fugenlose Bauweise Prof. Dr.-Ing. MICHAEL FASTABEND, Ingenieurbüro DOMKE Nachf., Duisburg

Bewertung der Betondruckfestigkeiten an neuen und bestehenden Bauwerken – Grenzen der EN 13791 Dr.-Ing. ENRICO SCHWABACH, Deutscher Beton- und Bautechnik-Verein, Berlin

Experimentelle Untersuchungen zum Durchstanzen bei Einzelfundamenten Prof. Dr.-Ing. JOSEF HEGGER, Dipl.-Ing. CARSTEN SIBURG, RWTH Aachen

Chemischer Angriff auf Beton – Bewertung und Auswahl geeigneter Schutzmaßnahmen Dr.-Ing. BJÖRN SIEBERT, Deutscher Beton- und BautechnikVerein, Berlin

Weiterbildung für Ingenieure und Architekten Auch der interdisziplinäre Austausch zwischen Ingenieuren, Architekten und ausführenden Unternehmen kommt nicht zu kurz. Seit vielen Jahren nutzen diese Teilnehmergruppen die speziellen Podien am dritten Kongresstag als Weiterbildungsplattform. Eröffnen wird den Tag JOACHIM FAUST, HPP Architekten, Düsseldorf, der über ganzheitliche Planungskonzepte spricht. Anschließend zeigt Prof. NORBERT FISCH, Technische

Universität Braunschweig, am Beispiel des EnergiePlus-Hauses wie Gebäude zukünftig auch als Energiequelle genutzt werden können. Das Schwerpunktthema im Podium 9 ist die Bauausführung nach der neuen DIN EN 13670:2011-03 – Ausführungen von Tragwerken aus Beton in Kombination mit der Nationalen Anwendungsregel DIN 1045-3:2012-03. Die Vorträge befassen sich

Beton- und Stahlbetonbau 108 (2013), Heft 1

57. BETONTAGE mit der Annahme, dem Einbau, der Bewehrung, Überwachung und Nachbehandlung von Beton und zeigen geeignete Schutzmaßnahmen gegen chemische Angriffe auf den Baustoff auf. Im Mittelpunkt des Podiums 10 Beton in der Tragwerksplanung steht der Eurocode 2 (EC2) mit seinem Nationalen Anhang und konkrete Auslegungsfragen aus der Praxis. Zudem werden die neuesten Erkenntnisse bei der Durchstanzbemessung von Einzelfundamenten nach EC2 präsentiert und die Bedeutung der Klassifizierung von Betonböden bei deren Planung und Ausführung erörtert. Anhand von Ausführungsbeispielen und konkreten Rechenansätzen wird außerdem gezeigt, wie auch sehr ausgedehnte Bauwerke ohne Fugen herzustellen sind. Den Podien 9 und 10 geht am Vormittag eine gemeinsame Veranstaltung zur neuen Regelwerksituation für die Planung und Realisierung von Betonbauwerken voraus. Beiträge über die konsolidierte Situation der Regelungen zum EC2 und zur DIN EN 206, aber auch zur Bedeutung des CE-Zeichens bei Betonfertigteilen sowie zu den juristischen Fallstricken bei deren Abnahme ergänzen das Themenspektrum. Lösungen für den Hochbau Darüber hinaus umfasst das Fachprogramm am Nachmittag traditionsgemäß mehrere, parallel abgehaltene, produktspezifische Podien. Ein Schwerpunkt liegt dabei auf dem konstruktiven Fertigteilbau. So zeigt Podium 3 anhand von gebauten Beispielen die technischen und gestalterischen Möglichkeiten beim Einsatz von Fertigteilen auf. Zudem wird die neue Umweltproduktdeklaration für Zement und Beton vorgestellt und über Änderungen der DIN EN 13369 informiert. Podium 6 befasst sich u. a. mit den aktuellen Anforderungen bei Betonstahl im Ring und präsentiert Untersuchungsergebnisse zum Tragverhalten von Spannbeton-Fertigdecken bei biegeweicher Auflagerung, zum Drilltragverhalten zweiachsiger gespannter Fertigteilplatten sowie zur Bemessung von Textilbetonschalen. Die Perspektiven für Fertigteile aus Leichtbeton im Rahmen der Nachhaltigkeitsdiskussion stehen im Fokus des Podiums 7. Vorträge über eine neue, thermisch gebundene, leichte Gesteinskörnung, polysterolfreie Porenleichtmörtel oder die Umweltproduktdeklarationen für Mauersteine aus Leichtbeton informieren über Potenziale und Optimierungsmöglichkeiten dieses Baustoffes. Betonwerkstein in der Praxis Über die planerischen und technischen Herausforderungen bei der Umsetzung von Betonwerksteinarbeiten wird im Podium 8 berichtet. Praxisbeispiele im Innen- und Außenbereich zeigen die vielfältigen Einsatz- und Gestaltungsmöglichkeiten des Werkstoffs. Zudem wird das aktuelle Merkblatt des Zentralverbandes des Deutschen Baugewerbes e. V. für Treppen vorgestellt und anhand von Fallbeispielen Tipps zur Vermeidung von Schadensfällen bei der Verlegung von Betonwerkstein gegeben.

Beton- und Stahlbetonbau 108 (2013), Heft 1

Betonbauteile im Tiefbau Für die Hersteller von Produkten des Straßen-, Landschaftsund Gartenbaus gibt es wieder ein spezielles Podium. Neben Fragen rund um das Thema Gewährleistung wird das Versickerungsverhalten wasserdurchlässiger Flächenbeläge unter die Lupe genommen und ein Strömungs- und Ausbreitungsmodell zur Prognose von Schadstoffkonzentrationen in Straßen vorgestellt. Außerdem werden die Konsequenzen aus der Überarbeitung der RStO 12 auf die Pflasterbauweise erörtert und über den Einfluss unterschiedlicher Taumittel auf die Dauerhaftigkeit von Betonwaren informiert. Das Podium 11 Rohrleitungsbau und Entwässerungstechnik richtet sich an die Hersteller und öffentliche Hand. Hier wird die Kampagne „Impulse pro Kanalbau“ vorgestellt und die Nachhaltigkeit von Beton- und Stahlbetonrohren im ökobilanziellen Vergleich mit anderen Werkstoffen aufgezeigt. Vorträge über die Auswirkungen des Eurocode 2 (EC2) auf die Berechnung und Dimensionierung von Rohren und Schächten aus Beton, die Anforderungen bei der Ausschreibung und Bauüberwachung von Kanälen sowie Berichte aus der Baustellenpraxis ergänzen das Podium. Die Thematik von Kleinkläranlagen aus Beton wird im Podium 11 aufgegriffen. Die Veranstaltung für Sachverständige der Unteren Wasserbehörden bzw. Private Sachverständige in der Wasserwirtschaft (PSW) als Fortbildung anerkannt. Neues aus der Forschung Einen Überblick über die neuesten Entwicklungen in der Betontechnologie bieten das Podium 1 Anwendungsgerechte Forschung für Beton und das Podium 5 Von der Forschung zur Praxis an den ersten beiden Kongresstagen. Hier wird die Bedeutung calcinierter Tone als Kompositmaterial bei der Zementherstellung erläutert und aktuelle Erkenntnisse zur Verminderung von Rost auf Schalungen präsentiert. Außerdem werden neue Einsatzfelder für hochduktile Betone mit Kurzfasern und innovative Mischkonzepte für die praxisgerechte Herstellung von Hochleistungsbetonen vorgestellt. Wirtschaft und Recht im Fokus Betriebswirtschaftliche und juristische Themen ergänzen seit jeher das technische Fachprogramm der BetonTage. Im Podium 4 Wirtschaft und Recht stehen dieses Mal das neue Mediationsgesetz, haftungs- und vergütungsrechtliche Fragen im Baurecht, die Arbeitssicherheit sowie Maßnahmen zur Rekrutierung von Fachkräften auf dem Programm.

Weitere Informationen erhalten Sie beim Veranstalter: FBF Betondienst GmbH Gerhard-Koch-Str. 2 + 4, 73760 Ostfildern Telefon: +49 711 32732-326, Telefax: +49 711 32732-350, info(at)betontage.de, www.betontage.de

PLANEN UND BAUEN MIT BETONFERTIGTEILEN

Weißzement für Sanierungsimmobilie Der ehemalige Poseidonkomplex, Teil der charakteristischen Frankfurter Skyline, wird künftig Sitz der ING-DiBa. Das Gebäude erfährt derzeit eine vollständige Sanierung und optische Umgestaltung. Die Deka Immobilien baut das Gebäudeensemble um und stockt es teilweise auf. Mit der Herstellung der Fassadenelemente wurde die Arge Hentschke Bau Gmbh und Fiber-Tech Products GmbH beauftragt, die den Weißzement der Firma Holcim verwendet. Bisher bestand der Gebäudekomplex aus zwei Hochhäusern mit unterschiedlichen Geschosszahlen und einer niedrigeren Rotunde. Die charakteristische Fassade war durch vertikal verlaufende Blech- und Fensterbänder nadelstreifenartig gegliedert. Das Architekturbüro Schneider und Schumacher, Frankfurt, übernimmt die Sanierungsplanung und hat sich dafür entschieden, dem Objekt ein völlig neues Erscheinungsbild zu verleihen. Das zunächst niedrigere Hochhaus wird aufgestockt und so an die Höhe des größeren angeglichen. Die Rotunde weicht einem Verbindungsbau. Doch die auffälligste Veränderung besteht in der Fassadengestaltung. Deren vertikale Gliederung wird zugunsten einer eher horizontalen aufgehoben. Die Gründe hierfür sind sowohl pragmatischer als auch ästhetischer Natur. Erstens bringt die neue Fensteraufteilung eine bessere Beleuchtung der Büroräume mit sich. Und zweitens war es den Architekten wichtig, ein einheitliches Gesamtbild der alten und neuen Gebäude zu schaffen. Infolgedessen wählten sie auch für alle Fassaden das gleiche Material – Glas und vorgehängte Elemente aus weißem HPC-Sichtbeton.

Weißzement Diese haben eine durchschnittliche Breite von 60 cm bei einer Länge von 150 bzw. 380 cm und werden durch das Betonfertigteilwerk des Bauunternehmens Hentschke Bau gefertigt. Als Grundlage hierfür dient der weiße Zement, den der Hersteller Holcim (Slovensko), unter dem Namen Holcim White Cement (slow) CEM I 52,5N anbietet. Hierbei handelt es sich um einen äußerst eisenarmen Portlandzement, der in einem aufwendigen Ver-

fahren hergestellt wird. Im Vergleich zu seinem grauen Pendant bietet er zahlreiche ästhetische Vorteile. Beispielsweise kommen durch Holcim white bei entsprechenden architektonischen Anforderungen die Gesteinskörnungen (z. B. Marmor oder Kalksandstein etc.) des Betons besonders schön zur Geltung, was der Planer als gestalterisches Element nutzen kann. Wird der Beton durchgefärbt (z. B. durch die Zugabe von Pigmenten), lassen sich mit weißem Zement in der Regel wesentlich brillantere Farben erzielen, als dies mit Beton aus Grauzement möglich ist. Zudem eignet er sich für normativen bis hin zu hochfestem Beton, mit ihm lassen sich alle gewünschten Festigkeitsklassen erreichen. Dies und vor allem die strahlend weiße Farbe ist der Grund, warum die Verantwortlichen des Sanierungsobjektes den Holcim-Weißzement für die Fassadenelemente auswählten. Doch bevor der beauftragte Fertigteillieferant Hentschke Bau

PLANEN UND BAUEN MIT BETONFERTIGTEILEN

mit der Herstellung der Fassadenplatten beginnen konnte, waren ausgiebige Forschungs- und Entwicklungsarbeiten bei der Betonrezeptur nötig.

Geänderte Statik bedingt besondere Betonrezeptur Die Pläne der Architekten (s.o.) sahen vor, einen Teil des alten Gebäudeensembles aufzustocken. Dafür war die ursprüngliche Gründung bzw. deren Statik nicht ausgelegt. Das hatte einerseits zur Folge, dass diese durch eine Bohrpfahlwand statisch unterstützt werden musste und für die Fassade eine möglichst leichte Konstruktion notwendig war. Üblicherweise haben vorgehängte Betonfassadenplatten eine Stärke von mindestens 8 cm. Solche Betonplatten wären jedoch für das Sanierungsobjekt viel zu schwer gewesen, weshalb eine Möglichkeit gefunden werden musste, dünnere Elemente zu fertigen, die dennoch

bruchsicher waren und das Erscheinungsbild sowie den haptischen Charakter von Beton behielten. Die Lösung bestand im Einsatz von Kurzfasern. Dabei wird dem Beton je nach gewünschtem Effekt eine gewisse Menge an AR-Glasfasern zugegeben. Dadurch erhöht sich die Zug- und Druckfestigkeit des Betons, und wesentlich dünnere Elemente lassen sich realisieren. Für die Entwicklung der richtigen Rezeptur arbeiteten die Ingenieure der Firma Hentschke Bau GmbH eng mit der Technischen Universität Chemnitz zusammen und benötigten ungefähr zwei Monate, um das richtige Mischungsverhältnis zu ermitteln. Inzwischen stellt der Fertigteillieferant in einer Siebentagewoche mehr als 350 Elemente her und hat die Aufgabe, bis Ende 2012 weit über 10.000 HPC-Weißbeton-Fassadenplatten zu liefern. Um diesen eine größere Stabilität und ein ansprechendes Erscheinungsbild zu verleihen, entschieden sich die Planer dafür, die Platten an den Seiten aufzukanten. Dadurch ergibt sich ein angenehmes Schattenspiel an der Fassade, dass diese plastisch erscheinen lässt. So erhält der künftige Firmensitz der ING-DiBa, das LEO-Haus, ein stimmiges und ästhetisches Erscheinungsbild. Dipl.-Ing. Claudia El Ahwany Weitere Informationen: Hersteller und Lieferant der Fassadenplatten: Hentschke Bau GmbH, Herr Sören Trillenberg, Zeppelinstraße 15, 02625 Bautzen http://www.hentschke-bau.de Weißzementlieferant: Holcim (Slovensko) a.s., SK-906 38 Rohozˇník/Slovakia, Herr Sven Thorenz, Tel. +49 (0)172 7132095, Fax: +49 (0)172 7132095, www.holcim- white.sk

Aus dem ehemaligen Poseidon-Komplex wird durch eine vollständige Sanierung zukünftig das LEO-Haus.

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Die Fassade des Gebäudes wird mithilfe von Weißzement der Firma Holcim gefertigt, er ermöglicht strahlend weißen Beton

Beton- und Stahlbetonbau 108 (2013), Heft 1

(Fotos: 1 u. 2 Deka Immobilien Investment, 3 Hentschke Bau)

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Für die Fertigung der HPC-Weißbeton-Fassadenplatten kamen Glasfasern und Weißzement der Firma Holcim zum Einsatz

PLANEN UND BAUEN MIT BETONFERTIGTEILEN

Cemex-Elementdach als Holz-BetonVerbundkonstruktion Brandschutz, Lärmschutz, ein angenehmes Wohnklima: Das massive Elementdach will die Vorteile der Betonbauweise zum Preis eines herkömmlichen Zimmermannsholzdachs vereinen. Mit präzise vorgefertigten Systemkomponenten sollen Fachfirmen schnell und einfach hochwertigen Wohnraum herstellen können. Auf dem Werksgelände der Cemex Beton-Bauteile GmbH in Bad Dürkheim steht das Teilmodell eines Reihenhauses in der Größe 1:1. Hier wurde das neu entwickelte massive Elementdach zunächst testweise eingebaut. Die Besonderheit: Die Elemente liegen parallel zum First des Satteldachs auf den Giebelwänden, ebenso die 24 mal 8 cm starken Holzbalken, mit denen sie verbunden sind. Das Dach ist also quergespannt, was die Spannweiten verringert und damit die Kosten. Den Dachabschluss bilden 5 m breite und 6 cm dicke Betonfertigteile. Im Versuchsstadium habe das Elementdach überzeugt; jetzt lässt die Deutsche Reihenhaus AG in einem Pilotprojekt elf Objekte in Köln mit den hochwertigen Elementdächern ausstatten.

Mehr Komfort zu vergleichbaren Kosten Zunächst wird die Cemex Beton-Bauteile GmbH Elementdecken für Reihen- und Doppelhäuser mit klassischem Satteldach anbieten, die standardmäßig zwischen vier und sechs Metern breit sind. Dieser Anwendungsbereich minimiere den technischen Aufwand und mache ein günstiges Preisleistungsverhält-

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Mehr Komfort bei vergleichbaren Kosten und die Vorzüge aus der Logistik sparen wertvolle Zeit und Geld

nis möglich. Die Betonfertigteilspezialisten sind zuversichtlich, damit eine echte Alternative zum klassischen Holzdach anbieten zu können. „Mit einem hochwertigen massiven Elementdach bekommt der Käufer mehr Komfort bei vergleichbaren Kosten: Geborgenheit, Ruhe und ein wohliges Raumklima bis unters Dach. Die Vorzüge aus der Logistik sparen wertvolle Zeit und Geld. Damit kann sich ein Bauträger im urbanen Markt positiv hervorheben“, erklärt Volker Weidemann, Gesamtbetriebsleiter der Cemex Beton-Bauteile GmbH.

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Beton- und Stahlbetonbau 108 (2013), Heft 1

PLANEN UND BAUEN MIT BETONFERTIGTEILEN schutz und bringt im Zusammenspiel mit einer darüber liegenden Dämmschicht eine gute Speicherfähigkeit mit: Die Phasenverschiebung sorgt im Sommer dafür, dass die angenehme Kühle der Nacht am warmen Tag lange nachwirkt, im Winter wird die Wärme lange im Beton gehalten. Das neue Systembauteil, eine Holz-Beton-Verbundkonstruktion, wurde von der Cemex Beton-Bauteile GmbH in Zusammenarbeit mit der Cemex Research Group mit Sitz im schweizerischen Biel entwickelt. Es kombiniert die jeweiligen Stärken der Baustoffe, um sowohl den konstruktiven als auch den statischen Anforderungen auf einfache Weise gerecht zu werden.

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Das neue Systembauteil, eine Holz-Beton-Verbundkonstruktion, wurde von der Cemex Beton-Bauteile GmbH in Zusammenarbeit mit der Cemex Research Group mit Sitz im schweizerischen Biel entwickelt.

Der aus natürlichen Materialen hergestellte Beton bietet klimatische Vorteile und ist prädestiniert für die großflächige Vorfertigung mit integrierten Einbauteilen. So entsteht ein nachhaltiges und statisch leistungsfähiges System. Angepasste Konsolen der Giebelwände nehmen die Kräfte der quer gespannten Dachelemente optimal auf. Zusätzliche Vergusstaschen helfen das gesamte Gebäude über das Dach auszusteifen. Weitere Informationen: CEMEX Deutschland AG, Theodorstraße 178, 40472 Düsseldorf, Tel. +49 (0)2 11 – 44 70-0, Fax +49 (0)2 11 – 44 70-16 01, kundenservice.de@cemex.com, www.cemex.de

100. Hybridturm startet zur Windernte

(Fotos: Cemex)

Mit der Entwicklung von hohen Windkrafttürmen und einem effektiven Montagesystem leistet Max Bögl nun schon seit 2010 einen wichtigen Beitrag zur Energiewende. Bereits die erste Windenergieanlage in Hybridbauweise überzeugte aufgrund ihrer Höhe und Leistungsstärke. Jetzt feiert die Firmengruppe die Errichtung ihres 100. Windenergieturmes im BMW Werk Leipzig.

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Das quergespannte Dach verringert mit der Spannweite die Kosten

Dämmschicht sorgt für angenehmes Klima Es ist nur konsequent, die Vorteile des Baustoffs Beton auch für das Dach zu nutzen. Ein Elementdach aus massivem Beton schützt dank seiner großen Masse vor Geräuschbelastung – zum Beispiel durch Fluglärm, Regen, Sturm -, verbessert den Brand-

Künftig werden vier Windenergieanlagen mit Hybridtürmen für eine direkte Stromversorgung der Automobilproduktion im BMW Werk Leipzig sorgen. Der so gewonnene Strom deckt den kompletten Jahresbedarf der künftigen Produktion der Elektrofahrzeuge. Betreiber der Windkraftanlagen wird Deutschlands führendes Unternehmen in der Entwicklung von Windenergieprojekten, die wpd AG aus Bremen, sein. Das BMW Werk Leipzig hat mit wpd einen langfristigen Vertrag über die Abnahme des produzierten Stroms zur direkten Verwendung auf dem Werksgelände geschlossen. Im Auftrag des Windenergieanlagen-Herstellers Nordex führt Max Bögl die Fertigung, Lo-

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Beton- und Stahlbetonbau 108 (2013), Heft 1

PLANEN UND BAUEN MIT BETONFERTIGTEILEN gistik und Montage der Betontürme aus. Die erfolgreich abgeschlossene Turmmontage Ende November 2012 war Grund zum Feiern, da mit ihr der 100. Windenergieturm System Max Bögl errichtet wurde.

bedarf. Daraus ergeben sich entscheidende Vorteile bei dem Bau von Windrädern in Waldgebieten. Die Montage kann bis zu Windgeschwindigkeiten von 20 m in der Sekunde erfolgen.

Fachkompetenz in Beton und Stahl Effiziente Stromausbeute dank Hybridturm-Technik Den Grundstein für den erfolgreichen Einstieg in den Markt der erneuerbaren Energien legte Max Bögl mit der innovativen Entwicklung, Planung und dem Bau einer neuen Generation von hohen Türmen für Hochleistungswindräder im Binnenland. Für eine effiziente Windausbeute und Stromgewinnung sind große Windkrafttürme mit Höhen von weit über 100 m von entscheidender Bedeutung. Mit konventionellen Bautechniken sind Türme in diesen Dimensionen wirtschaftlich kaum mehr zu realisieren. Die ideale Lösung bietet Max Bögl mit der innovativen Entwicklung von Türmen in hybrider Bauweise. In enger Zusammenarbeit mit dem eigenen Stahl- und Anlagenbau sowie der Abteilung Forschung und Entwicklung entstand 2010 erstmalig ein Hybridturm aus Spannbeton und Stahl für eine der bis dato leistungsstärksten Onshore-Windanlagen in Bayern – ein Windkraftturm der 3,4-MW-Klasse mit 128 m Nabenhöhe auf dem Winnberg nahe Neumarkt. Heute liefert die Max Bögl Wind AG serienmäßig Hybridtürme für verschiedene Anlagentypen von 2,4 bis 3,4 MW und Rotordurchmesser von 100 und 117 m an namhafte Windenergieanlagen-Hersteller. Die Turmhöhen variieren dabei zwischen 120 und 145 m Nabenhöhe. Eine optimale Lösung für die Montage der Türme ist der Einsatz eines zusammen mit der Firma Liebherr entwickelten, selbstkletternden Turmdrehkrans. Durch die Verankerung Kranfußes auf dem Fundament, hat der Montagekran einen extrem geringen Platz-

Max Bögl zählt zu den führenden Fertigteilherstellern in Deutschland. Antrieb und Motivation zur Eigenentwicklung der hybriden Windkrafttürme entsprangen der hohen Fachkompetenz der Firmengruppe in der Konstruktion und Fertigung hochpräziser Betonfertigteile. Die Anpassung des Hybridturms, welche eine Kombination aus Betonfertigteilen und Elementen aus Stahl als Turmspitze darstellt, erfolgte gemeinsam mit international führenden Anbietern von Windenergieanlagen. Gefertigt werden die leistungsstarken Windkrafttürme in den firmeneigenen Produktionsstätten in Sengenthal. Gleich einem modularen Baukastensystem werden die an der Kontaktfuge geschliffenen Betonfertigteilringe „trocken“ aufeinander gesetzt. Nach dem Spannen der Segmente durch Stahlseile im Inneren des Turmes erfolgt anschließend die Montage der Stahlsegmente für die Turmspitze.

Frischer Wind in der Region Mit der Errichtung leistungsstarker Windenergieanlagen beweist Max Bögl, dass nicht nur an Küstenstandorten im Norden Deutschlands, sondern auch in den südlichen Regionen Wind zur Erzeugung von Energie optimal genutzt werden kann. Bestes Beispiel dafür ist Bayerns größter Bürgerwindpark in Ber-

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PLANEN UND BAUEN MIT BETONFERTIGTEILEN

Bahnbrechendes Flächen-Heizkonzept mit schneller Reaktionszeit In nur sieben Monaten Bauzeit wurde im Vogtland eine Villa mit besonderen Ansprüchen gebaut. Auf Empfehlung des Architekten Ulrich Wagner aus Ellefeld wurde auf drei Geschossen mit je ca. 170 m² eine innovative DX-Therm Raumklimadecke mit Deckenheizung, -kühlung und -lüftung eingebaut.

(Foto: Max Bögl)

Dem Bauherren war die Nutzung von regenerativen Energietechniken ein besonderes Anliegen und eine Flächenheizung mit der Möglichkeit der schnellen Raumtemperaturregelung. Deshalb wählte der Architekt zur Energiegewinnung eine LuftWasser-Wärmepumpe und als Flächenheizung eine reaktionsschnelle Raumklimadecke.

Grund zum Feiern: Die erfolgreich abgeschlossene Montage des 100. Windenergieturms System Max Bögl Ende November 2012

ching, der im Herbst 2012 ans Stromnetz gegangen ist. Um auch den kommenden Generationen eine lebenswerte Umwelt zu sichern, setzt die Firmengruppe ihr umfangreiches Know-how und technologisches Wissen ein und leistet mit dem Hybridturm einen wesentlichen Beitrag. Einen Schritt weiter in Richtung Energiewende geht man mit dem Windenergiefonds maxwind. Als Generalunternehmer sorgt die Firmengruppe nicht nur für die komplette Planung und bauliche Umsetzung von Windenergieanlagen, sondern investiert mit dem eigenen Fonds auch selbst in Anlagen in Süddeutschland. Als attraktive Alternative zu konventionellen Geldanlagen bietet Max Bögl mit dem Fonds maxwind den Menschen in der Region die Möglichkeit, sich ganz persönlich an der Energiewende zu beteiligen.

Die DX-Therm Klimadecken lieferte die oberfränkische Bautechnik-Ideenschmiede Dennert aus Schlüsselfeld. Die Wärmepumpe sorgt dafür, dass das warme Wasser durch die Register der Raumklimadecken fließt, die das Gebäude in der kalten Jahreszeit mit angenehmer Strahlungswärme wohl temperieren. Im Sommer kann das Haus durch die gleichen Register mit kaltem Wasser auf Wohlfühltemperatur abgekühlt werden. „Für diese Kühlung zahlen die Bewohner keinen Cent. D. h. allein für den Strom für die Umwälzpumpe, die das Wasser in die Raumklimadecken befördert, fallen pro Jahr ein paar Euro an“, erläutert der Architekt. Trotz großer Fensterfronten und offener Wohnbereiche ist wegen des geringen Energieverbrauchs neben der Wärmepumpe keine Zusatzheizung erforderlich. Die wohlige Wärme oder angenehme Kühle wird in Form von Wellen gleichmäßig und wohngesund in jeden Winkel des Raumes geführt. Das sorgt für ein herausragendes Raumklima bei niedrigem Energieverbrauch. Die wohltuende Wirkung von Wärmestrahlen kennt jeder von der Sonne, auch in der Natur kommt die Wärme übrigens in der

Weitere Informationen: Max Bögl FondsInvest GmbH, Max-Bögl-Straße 1, 92369 Sengenthal, Tel. +49 (0)9181 – 909-0, info@max-boegl.de, www.maxwind.de sowie Max Bögl Bauservice GmbH und Co. KG, Postfach 1120, 92301 Neumarkt, Tel. +49 (0)9181 – 909-0, info@max-boegl.de, www.max-boegl.de Bild 1

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Beton- und Stahlbetonbau 108 (2013), Heft 1

Bei dieser Villa im Vogtland kam auf Empfehlung des Architekten in den drei Geschossen (je ca. 170 m²) die DX-Therm Raumklimadecke mit Deckenheizung, -kühlung und -lüftung von Dennert zum Einbau.

(Fotos: Dennert)

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Bild 2

Die Bauzeit für die Villa betrug nicht zuletzt wegen der einfach verbaubaren Geschossdecken DX-Therm lediglich 7 Monate.

Regel von oben. Die Raumluft wird nur indirekt über die warmen Oberflächen erwärmt und nicht direkt wie bei herkömmlichen Heizkörpern. Weil die Deckentemperatur mit ca. 25–28 °C immer niedriger als die Körpertemperatur ist, bleibt verblüffender weise auch der Kopf immer kühl. „Die innovative DX-Therm von Dennert ist eine massive Geschossdecke, die systematisch zur energiesparenden Raumklimadecke weiterentwickelt wurde. Die volle Fläche der Unterseite der Fertigdecke wird zum Heizen, Kühlen und Lüften genutzt“, erläutert Christoph Wirth von Dennert. Da Heizkörper nicht mehr erforderlich sind, können Einrichtungen und Fenstertüren nach Belieben positioniert werden. Im Unterschied zur Fußbodenheizung hat man beim Bodenbelag freie Wahl und eine sehr schnelle Reaktionszeit. Im Vergleich zur Wandheizung können Möbel beliebig platziert werden und ein Umbau ist jederzeit möglich. Die Konvektionswärme und die damit verbundene ungesunde Staubverwirbelung sind im Unterschied zu allen anderen Heizsystemen laut RWTH Aachen bei der Raumklimadecke gleich Null. Das bahnbrechende Konzept hat sich bereits in vielen Gebäuden bewährt. Weitere Informationen: Dennert Baustoffwelt GmbH & Co. KG, Veit-Dennert-Straße 7, 96132 Schlüsselfeld, Tel. + 49 (0)9552 – 71-0, Fax: + 49 (0)9552 – 71-187, info@dennert.de, www.dennert.de

Effiziente Durchstanzbewehrung für Fertigteilwerke Peikko bringt unter dem Namen „PSB-F“ eine bauaufsichtlich zugelassene (ETA …) Durchstanzbewehrung auf den Markt, die speziell auf die Anforderungen von Fertigteilwerken ausgerichtet ist. Das System wurde gemeinsam mit zukünftigen Anwendern entwickelt und bietet vor allem für Werke mit hohem Automatisierungsgrad entscheidende Vorteile. Unter anderem besteht das komplette „PSB-F“-System aus nur drei Komponenten. Dies bringt für die Fertigteilwerke mit einem minimalen Lagerbestand ein Höchstmaß an Flexibilität und Effizienz mit sich. Durch gezielte Lagerbestellungen werden zudem Frachtkosten gespart.

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Einfache Montage

Bild 1

Das Peikko-“PSB-F“-System wurde speziell für Fertigteilwerke entwickelt. Es besteht aus nur drei Elementen.

Ein weiterer wichtiger Vorzug der innovativen Durchstanzbewehrung ist ihre einfache und schnelle Verlegung. Zunächst werden die „PSB-F-Leisten“ auf den gekennzeichneten Stellen platziert. Die geforderte Betondeckung wird mit den PSB-Abstandshaltern definiert, welche der Hersteller in verschiedenen Höhen anbietet. Im nächsten Arbeitsschritt verlegt ein Bewehrungsroboter die untere Biegebewehrung und die Gitterträger. Da zu diesem Zeitpunkt die Bolzen nicht vorhanden sind, kann dies ohne Behinderung erfolgen. Nach diesem Arbeitsschritt werden die PSB-F-Bolzen montiert. Hierfür klickt der Anwender sie einfach in die Langlöcher der PSB-F-Leisten. Die Langlöcher bieten eine ausreichende Montagetoleranz, sodass sich die Bolzen einwandfrei befestigen und ausrichten lassen. Anschließend wird das Deckenelement betoniert.

Sichere Planung Peikko unterstützt seine Kunden gern bei der Planung und Auswahl, der für die individuelle Bauaufgabe geeigneten PSB-F-Bolzen, -Leisten und Abstandshalter. Einerseits bietet man mit dem „Peikko-Designer“ eine einfach zu bedienende Bemessungssoftware an, andererseits stehen die Mitarbeiter des Unternehmens für Rückfragen jederzeit zur Verfügung. Das Unternehmen ist schon seit über 45 Jahren im Bausektor tätig und zählt zu den skandinavischen Marktführern im Bereich Befestigungstechnik für Stahlbetonfertigteile. Bild 2

Die Montage des „PSB-F“-Systems ist auf Fertigteilwerke mit einem hohen Rationalisierungsgrad ausgerichtet. Zunächst werden die Langlochleisten verlegt.

Weitere Informationen: Peikko Deutschland GmbH, Brinker Weg 15, 34513 Waldeck, Tel. +49 (0)5634 – 9947-0, Fax +49 (0)5634 – 7572, peikko@peikko.de, www.peikko.de

Mit Hohlkörperdecken Materialeinsparung leicht gemacht

(Fotos: Peikko)

Eine vollständige Lebenszyklus-Analyse der international patentierten Cobiax-Hohlkörpertechnologie zeigt: Dank ihrer nachhaltigen Gewinnung aus 100-prozentig recyceltem Kunststoff verfügen Cobiax-Hohlkörpermodule über eine hervorragende Öko-Bilanz. Zudem verringern die Module den Ausstoß an umwelttoxischen Schadstoffen um bis zu 20 %. Damit schaffen sie eine wesentliche Voraussetzung für eine nachhaltige Bauweise.

Bild 3

Ein Bewehrungsroboter bringt die notwendige Bewehrung und Gitterträger ein. Da keine Bolzen herausstehen, lässt sich die Verlegung reibungslos durchführen.

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Die kugelförmigen Hohlkörper verdrängen den schweren Beton in der Decke und sparen damit bis zu 35 % Beton und bis zu 20 % Bewehrungsstahl pro m². Zusätzlich optimiert das verringerte Deckengewicht die ganzheitliche Rohbaustruktur, da lastabtragende Bauteile und Fundamente geringer dimensioniert werden können als bei vollmassiver Bauweise. Diese Werte hat

PLANEN UND BAUEN MIT BETONFERTIGTEILEN Enormes Einsparpotential

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Das ultimative FEM-Programm

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3D-Finite Elemente

Stahlbau

Massivbau

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Software für Statik und Dynamik

Öffentliche wie private Gebäude werden immer öfter auch unter ökologischen und nachhaltigen Aspekten bewertet. Neben den eingesetzten Ressourcen in der Produktion der Baustoffe und Bauteile werden bei dieser ökologischen Dimension der Nachhaltigkeit auch zunehmend Analysen des gesamten Lebenszyklusses bedeutsam. „Als eines der ersten Unternehmen überhaupt waren wir mit Dank ihrer nachhaltigen Gewinnung aus 100-prozentig unseren Produkten im Navigarecyceltem Kunststoff verfügen Cobiax-Hohlkörpertor der Deutschen Gesellschaft module über eine hervorragende Öko-Bilanz und verringern den Ausstoß an umwelttoxischen Schadfür Nachhaltiges Bauen gelisstoffen um bis zu 20 %. tet“, erklärt Dr.-Ing Karsten Pfeffer, Geschäftsführer von Cobiax Technologies in Deutschland. „Ausschlaggebend hierfür war die umweltverträgliche Gewinnung unseres Rohstoffes aus recyceltem Kunststoff, aber auch das enorme Einsparpotential das unsere Hohlkörpermodule in der praktischen Anwendung mit sich bringen.“ Als unabhängige Plattform bietet der Navigator der Deutschen Gesellschaft für Nachhaltiges Bauen (DGNB) Planern und Architekten einen validen Überblick über die Produkte, welche die Kriterien für eine nachhaltige Gebäudeplanung erfüllen.

Brückenbau

Nachweislich nachhaltig Cobiax liefert seine Hohlkörpermodule in vorgefertigten Bewehrungskörben auf der Baustelle an. Eine LKW-Ladung Cobiax-Hohlkörpermodule ersetzt dabei im Schnitt sieben Betonmischfahrzeuge

3D-Stabwerke

Stabilität und Dynamik

Verbindungen

Derzeit existiert eine Vielzahl von Nachhaltigkeitszertifikaten um Gebäude auszuzeichnen. Als wichtigste nationale Auszeichnung gilt die Zertifizierung der DGNB. Aber auch die weltweit führende „Environmental Assessment Method des Building Research Establishment“ (BREEAM) und das „Leadership in Energy and Environmental Design“ (LEED) gewinnen zunehmend an Bedeutung. Eine der wichtigsten Grundlagen für diese Bewertungen stellen die Umwelt-Produktdeklarationen (EPD) dar. Um die Nachhaltigkeit seiner Hohlkörpermodule noch genauer zu belegen, verfügt Cobiax nun über Bild 3 Vollständiges Rezyklat: Unterschiedliche Farbgebuneine solche Deklaration – mit gen der Cobiax-Hohlkörper sind der nachhaltigen beeindruckenden Werten: BeRohstoffgewinnung aus recyceltem Kunststoff geschuldet reits die Summe aller Primärvorteile, nämlich die reine Materialeinsparung in der Stahlbetondecke Cobiax, der weltweit erste Anbieter von selbst, macht Hohlkörperdecken absolut Hohlkörpermodulen mit bauaufsichtlikostenneutral – oftmals sogar günstiger. cher Zulassung, nun in einer unabhängiZusätzlich senkt die Technologie das Degen Umwelt-Produktdeklaration (EPD) ckengewicht um bis zu 35 %. Dies ermögfestgehalten.

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(Fotos: Cobiax)

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(Foto: Lehde)

licht es, lastabtragende Bauteile wie Wände und Fundamente geringer zu dimensionieren, wodurch sich bedeutende Kosteneinsparungen in der Rohbaustruktur realisieren lassen. Der Rückgriff auf Hohlkörpermodule spart dabei vor allem die energieintensiven Baustoffe Beton und Stahl. Dies verringert die Umweltbelastung durch Schadstoffe, wie beispielsweise CO2, um bis zu 20 %. „Der Rückgriff auf unsere Hohlkörpertechnologie lässt eine nachhaltig wertoptimierte Immobilie entstehen“, so Pfeffer. „Das 100-prozentige Rezyklat, aus dem die Hohlkörper bestehen, garantiert auch bei einem etwaigen Rückbau eine umweltschonende Entsorgung und wirkt sich somit im gesamten Lebenszyklus positiv auf die Öko-Bilanz von Modul und Gebäude aus.“

Mehrfach preisgekrönte Technologie Für ihre ökologische Wirksamkeit und Innovationskraft wurden die Cobiax-Hohlkörpermodule daher in den vergangenen Jahren mehrfach mit internationalen Preisen gewürdigt: Auf der renommierten Messe „Swissbau“ im Basel verlieh die Fachjury der Technologie 2010 den Schweizer Umweltpreis in der Kategorie „Technische Innovation“. Zudem zeichnete das Bundesministerium für Wirtschaft und Technologie die Module mit dem Deutschen Materialeffizienzpreis 2010 aus. Weitere Informationen: Cobiax Technologies GmbH, Otto-von-Guericke-Ring 10, 65205 Wiesbaden, Tel. +49 (0)6122 – 918 45 00, Fax +49 (0)6122 – 918 45 40, info.germany@cobiax.com, www.cobiax.com

Neue Produktionshalle um die alte herum gebaut Betonfertigteilspezialist Lehde hat beim Bau einer neuen Produktionshalle für den Maschinenbauer und Hersteller von Lackieranlagen und Fördertechnik Venjakob eine ungewöhnliche Methodik angewandt. Die 12 m hohe und etwa 2.500 m2 große Fertigungsstätte wurde in mehreren Schritten direkt über einen niedrigeren, bereits bestehenden Produktionsbereich (Höhe 6 m) herum errichtet. Abschließend erfolgte die Demontage der alten Stahlkonstruktion. Diese unkonventionelle Herangehensweise war vor allem der räumlichen Enge auf dem Venjakob-Betriebsgelände geschuldet.

Tragwerksverstärkung von Stahlbeton mit Stahloder Kohlefaserlamellen, Kohlefasersheets oder Spritzbeton Beratung und Ausführung Anwendungen: Nutzlasterhöhung Änderung des statischen Systems Ergänzung fehlender oder korrodierter Bewehrung Auswechselbewehrung für das nach trägliche Anlegen von Treppen- oder Fahrstuhlöffnungen Roxeler Betonsanierungsgesellschaft mbH Otto-Hahn-Straße 7 48161 Münster Telefon: 02534 6200-0 Telefax: 02534 6200-32 www.roxeler.de

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Außerdem konnten so die Produktionsprozesse in direkter Nähe der Baustelle nahezu ungehindert weiterlaufen. LehdeProkurist Burkhard Bögge dazu: „Dieser Auftrag hielt gleich einen ganzen Strauß kniffliger Aufgaben bereit. Wir haben sämtliche Herausforderungen souverän gemeistert und konnten einmal mehr die besonderen Vorteile der Fertigteil-Bauweise herausstellen.“ Für den Auftrag in Rheda-Wiedenbrück fertigte und montierte Lehde rund 100 Betonfertigteile. Die Stützen und Dachbinder waren dabei bis zu

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Die 12 m hohe und etwa 2.500 m2 große Fertigungsstätte wurde in mehreren Schritten direkt über einen niedrigeren, bereits bestehenden Produktionsbereich (Höhe 6 m) herum errichtet. Nachdem die Fundamente für die neue Halle betoniert waren, wurden in das Dach der alten Halle Löcher eingeschnitten, durch die die neuen Stützen von einem Autokran mit einer Traglast von 300 t hineingelassen wurden.

20 m lang und 12 t schwer. Der Bauherr hatte sich gegen eine erneute Stahlkonstruktion entschieden, um von günstigen Brandschutzeigenschaften profitieren zu können. Denn während Stahlbauten nachträglich noch mit Brandschutzsystemen aufwändig geschützt werden müssen, ist der Aufwand bei Beton deutlich kleiner:

Betonkonstruktionen bieten in sich schon baulichen Brandschutz. Selbst Temperaturen von mehreren hundert Grad Celsius können ihnen nichts anhaben. Die herkömmliche Ortbetonweise schied bei dem Hallenneubau aus, da die Bauzeit mit Fertigteilen spürbar reduziert werden sollte: Deren Montage, die in zwei Bauabschnitten erfolgte, dauerte letztlich zusammengerechnet nur knapp vier Wochen. Bevor jedoch die ersten Betonfertigteile verbaut werden konnten, mussten zunächst die Fundamente für die neue Halle betoniert werden. Dann wurden in das Dach der alten Halle Löcher eingeschnitten, durch die die neuen Stützen von einem Autokran mit einer Traglast von 300 t hineingelassen wurden. Das war eine äußerst kniffelige Angelegenheit, bei welcher der Kranfahrer per Funk zentimetergenau instruiert werden musste. Eine weitere Herausforderung ergab sich aus der räumlichen Enge auf dem Betriebsgelände: Nachdem ein Teil der Binder und Abfangträger montiert worden war, musste zunächst ein Teil der Dacheindichtung und ein Teil der Fassade erstellt werden, bevor der restliche Teil der Halle zugebaut werden konnte. Die Halle musste aus produktionstechnischen Gründen neu gebaut werden, denn die alte Fertigungsstätte war mit ihrer Höhe von rund 6 m für die aktuellen Anforderungen schlichtweg zu niedrig. Der Platz reichte weder für die Fertigung der neuesten Bauteile noch für die dringend benötigte Kranbahn aus. Weitere Informationen: J. Lehde GmbH, Sassendorfer Weg 8, 59494 Soest, Tel. + 49 (0) 29 21/89 06 – 0, Fax + 49 (0) 29 21/89 06 – 77, info@lehde.de, www.lehde.de

REGELUNGEN ZUR DAUERHAFTIGKEIT VON BEFAHRENEN PARKDECKS

Dauerhaftigkeit von Oberflächenschutzsystemen für Parkbauten Seit dem Erscheinen des DBV-Merkblatts Parkhäuser und Tiefgaragen, Ausgabe September 2010 [1], wird in der Fachwelt kontrovers über das Thema „Maßnahmen zur Sicherstellung der Dauerhaftigkeit bei ParkbautenÒ diskutiert. Ein wichtiger Bestandteil dieser Maßnahmen sind die begeh- und befahrbaren Oberflächenschutzsysteme. Die heute meist verwendeten Oberflächenschutzsysteme OS 8 und OS 11 haben gegensätzliche Eigenschaften: die OS 8 zeichnet sich durch hervorragende Verschleißfestigkeit aus, ist aber nicht rissüberbrückend. Umgekehrt hat die OS 11 gute Rissüberbrückungseigenschaften, ist jedoch nicht bei starker bis sehr starker mechanischer Belastung geeignet.

TERMINGERECHT

HERGESTELLT

Eine Abdichtung mit Schweißbahn und Gussasphalt vereint diese beiden Eigenschaften; Nachteile sind jedoch das hohe Gewicht und die Einbauhöhe, was sich vor allem bei mehrgeschossigen Parkbauten bemerkbar macht. Vor einigen Jahren hat deshalb die tedema GmbH [2] Systeme entwickelt, die sich aus einer hoch rissüberbrückenden Polyurethan-Flüssigfolie und einer Kaltbitumenschicht zusammensetzen. Diese OS 10 Systeme haben eine sehr hohe Rissüberbrückung (Gesamtsystem IVT+V) und sind für sehr starke mechanische Belastungen ausgelegt. Die Gesamtschichtdicke liegt je nach System zwischen 8 und 20 mm.

Wenn Optik eine Rolle spielt Für Bereiche, in denen aus optischen Gründen eine Farbigkeit der Bodenflächen gewünscht ist, stehen OS 10 Systeme mit Kunststoffdeckschicht anstatt bituminöser Schutzschicht zur Verfügung. Als Kunststoffdeckschicht wird eine Epoxi-Polyurethan-Kombination eingesetzt, diese hat ein besseres Korneinbindeverhalten als übliche, aus den OS 11 Systemen bekannten Polyurethan-Deckschichten. Bei einer Epoxi-Polyurethan-Kombination handelt es sich um keine neue Technologie. Vielmehr war das in der Anfangszeit der elastischen Parkhaussysteme bei den führenden Herstellern das Standardbindemittel. In den 1980er Jahren wurden zuerst teerhaltige Epoxi-Polyurethane – woraus der seinerzeit am Markt sehr bekannte Markenname Concretin TEP entstand – eingesetzt. Schon damals bestand das System aus einer Epoxidharzgrundierung, einer Schwimmschicht aus teerhaltigem Epoxi-Polyurethan und einer Deckschicht mit Einstreuung aus demselben Bindemittel. Eine Deckversiegelung war zu der Zeit nicht üblich. Die Systeme hatten aber auch ohne diese heutzutage obligatorische Systemkomponente eine gute Verschleißfestigkeit. Nachdem teerhaltige Produkte aus gesundheitlichen Gründen Anfang der 1990er Jahre nicht mehr eingesetzt werden durften, wurden teerfreie Epoxi-Polyurethan-Kombinationen entwickelt, die sich ebenfalls durch ihre Robustheit viele Jahre bewährt haben, wie z. B. StoPox TEP Multi Top.

Kevin (54) und seinem Unternehmen gelingt es, Betonfertigteile termingenau zu produzieren. Planung und Detaillierung integriert mit der Fertigung und Projektverwaltung ermöglichen die Kontrolle über den ganzen Bauprozess vom Verkauf bis zur fehlerfreien Montage und effektiven Änderungsverwaltung. Durch die Arbeit an ein und demselben Tekla-Modell stehen allen Partnern die aktuellsten Baudaten zur Verfügung, in Echtzeit. Tekla Structures BIM (Building Information Modeling)Software bietet eine datenintensive 3D-Umgebung, die von Bauunternehmern, Planern, Konstrukteuren und Fertigungsbetrieben sowohl im Stahl- als auch Betonbau gemeinsam genutzt werden kann. Tekla ermöglicht besseres Bauen und eine optimale Integration bei Projektmanagement und -auslieferung.

Im Laufe der 1990er Jahre wurden von mehr und mehr Herstellern reine Polyurethansysteme als OS 11 Systeme angeboten, da dieses Bindemittel günstiger herzustellen ist.

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REGELUNGEN ZUR DAUERHAFTIGKEIT VON BEFAHRENEN PARKDECKS

Bild 1

Bis auf die Grundierung abgeriebenes OS 11b-Polyurethan-System im Kurvendrehbereich eines stark frequentierten Parkhauses

Bild 2

Öffentliches Parkhaus mit 686 Stellplätzen Kurvendrehbereich 2011 nach 14 Jahren Betrieb

Bild 3

Nahaufnahme: Deckversiegelung im Bereich kurvenäußeres Rad abgerieben – Abstreukorn noch komplett eingebunden

Mit Inkrafttreten der Rili-SIB 2001 wären für bestehende OS 11 Systeme, wie StoPox TEP Multi Top, umfangreiche und teure Prüfungen notwendig geworden. Nachdem sich die günstigeren Polyurethansysteme am deutschen Markt durchgesetzt hatten, wurde dies aus Wirtschaftlichkeitsgründen nicht durchgeführt. Im europäischen Ausland sowie von einzelnen Parkhausbetreibern, die auch ohne Allgemeines bauaufsichtliches Prüfzeugnis (AbP) auf ein bewährtes System nicht verzichten wollten, wird das System bis heute eingesetzt.

Insbesondere in den letzten beiden Jahren wurde von Betreibern und Planern wieder verstärkt der Ruf nach robusteren OS 11 Systemen laut. Dies bewog die StoCretec GmbH, Parkbauten, die von 1997 bis 2003 mit StoPox TEP Multi Top beschichtet wurden, auf ihren Zustand hin zu untersuchen. Die größte mechanische Beanspruchung in Parkbauten tritt in den Kurvendrehbereichen der äußeren Räder in der Nähe der Aus- oder Einfahrt auf. Die Erfahrung zeigt, dass bei reinen Polyurethansystemen, sobald die Deckversiegelung abgefahren ist, ein rascher Verschleiß der hauptsächlich wirksamen Oberflächenschutzschicht (hwO) erfolgt. Im Gegensatz dazu konnte auf keiner der untersuchten Flächen, trotz bereits seit längerer

(Fotos: StoCretec)

Bewährt und zuverlässig

Zeit abgefahrener Deckversiegelung, ein Kornabtrag der Deckschicht festgestellt werden. Diese Art von Abnutzung lässt sich relativ einfach ohne Entfernung der Beschichtung instand setzen, da die Einstreuschicht und der Verbund zum Untergrund intakt sind. Aufgrund dieser positiven Erfahrungen hat StoCretec mit StoPox TEP Multi Top ein OS 11a und ein OS 11b wieder zur Prüfung eingereicht. Die Übereinstimmungszertifikate werden im Jahr 2013 zur Verfügung stehen.

Literatur [1] Merkblatt Parkhäuser und Tiefgaragen, 2. überarbeitete Ausgabe September 2010, Deutscher Beton- und Bautechnik Verein e.V., www.betonverein.de [2] tedema GmbH, Ofenbauerstrasse 3, 56457 Westerburg, www.tedema.de Weitere Informationen: StoCretec GmbH, Gutenbergstraße 6, 65830 Kriftel, Tel. +49 (0)6192 – 401-104, Fax +49 (0)6192 – 401-105, info.stocretec.de@stoeu.com, www.stocretec.de

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REGELUNGEN ZUR DAUERHAFTIGKEIT VON BEFAHRENEN PARKDECKS

Parkhaussanierung auch im Winter – Rampe in weniger als 7,5 Stunden saniert Das Parkhaus Oskar-Kühlen-Straße in Mönchengladbach bietet seinen Kunden ca. 330 Stellplätze in zentraler Lage. Das Gebäude entstand in den 1980er Jahren in Fertigbeton-Bauweise. Die Rampen aus Stahlbeton wurden vor Ort erstellt. Die am stärksten beanspruchten ersten beiden Parkdecks standen Ende November 2011 zur Sanierung an. Den Zuschlag erhielt das Solinger Bauunternehmen JUNG Bauflächentechnik. Es verfügt über umfangreiche Erfahrung, Parkhäuser bei laufendem Betrieb zu sanieren. Dieses Argument gab den Ausschlag für den Auftraggeber B + B Parkhaus GmbH & Co KG aus Düsseldorf. Bild 1 Die sensiblen Detail-Anschlüsse wurden mit Vliesarmierung abgedichtet.

Gerade in der umsatzstarken Vorweihnachtszeit kann sich kein Betreiber leisten, sein Parkhaus aufgrund von notwendigen Baumaßnahmen zu sperren. Zum Einsatz kam das Weproof Bauwerks-Abdichtungssystem mit abP [DIN 18195] aus dem Hause WestWood.

Ablauf der Rampensanierung Es herrschten typische Witterungsverhältnisse für diese Jahreszeit: Die Temperaturen lagen zwischen 6° und 9° Celsius, die relative Luftfeuchtigkeit bei ca. 75 %. Auch bei diesen extremen Bedingungen konnten die Arbeiten mit hochreaktiven PMMAHarzen sicher ausgeführt werden. Hier die Arbeitsschritte im Zeitablauf: 10:00 h Untergrund vorbereiten Die Fahrfläche und Anschluss-Bereiche wie Schrammborde wurden geschliffen sowie anschließend abgefegt und abgesaugt. 10:45 h Untergrund grundieren Leicht saugende Untergründe wie Beton erhalten eine filmbildende Absperr-Grundierung mit dem Wecryl Primer 276. Dieser genau wie alle anderen WestWood PMMA-Produkte funktionieren perfekt auch bei tiefen Temperaturen (bei bis zu 5 °C) und bei hoher relativer Luftfeuchtigkeit (bei bis zu 90 %). Nach einer kurzen Aushärtezeit von ca. 45 Minuten begannen die Mitarbeiter, die Fläche zu überarbeiten.

Bild 2

Verlegen der zweilagigen, vliesfreien Abdichtung (hier rote FlexSchicht), alles parallel zum fließenden Verkehr.

12:07 h Untergrund egalisieren Lunker, Ausbrüche und Vertiefungen verfüllten und verdichteten die Mitarbeiter flächenbündig mit einem in ca. 20 Minuten überarbeitbaren Cryl-Mörtel. 12:20 h Details mit Vlies abdichten Fugen, Risse und Anschlüsse wie die Aufkantung an den Schrammborden erhielten eine vliesarmierte Abdichtung in folgenden Arbeitsschritten:

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REGELUNGEN ZUR DAUERHAFTIGKEIT VON BEFAHRENEN PARKDECKS

Bild 3

Das Parkdeck 1 – saniert mit einer Weproof Flächenabdichtung ohne Vlies, parallel zum fließenden Verkehr.

die darüber liegende festere Fixier-Schicht übergeleitet. Diese verteilt die Spannkräfte auf die Fläche. 15:12 h Aufkantungen versiegeln Das Versiegeln der Anschluss-Bereiche geschah per Fellrolle mit dem Wecryl Finish 288 in einem hellgrauen Farbton.

Bild 4

Knapp 7,5 Stunden nach Arbeitsbeginn fuhr das erste Fahrzeug wieder über die Rampe.

15:37 h Fahrbelag aufziehen Der Mitarbeiter zog die abschließende Verschleißschicht in Form des mechanisch hoch belastbaren Wecryl Strukturbelags auf. Er arbeitete dabei mit einem Flächenspachtel, um eine optisch einheitliche und pflegeleichte Oberfläche zu erzielen. So erhielt die stark beanspruchte Rampe einen abriebfesten und rutschfesten Nutzbelag, der mit ca. R 12 klassifizieren werden kann. 16:34 h Markierung aufbringen Nach dem Einmessen und Abkleben wurde ein weißer Pfeil ebenfalls mit dem Wecryl Finish 288 satt aufgetragen. 17:25 h Freigabe für den Verkehr Knapp 7,5 Stunden nach Arbeitsbeginn lief der Verkehr wieder wie gewohnt über die frisch sanierte Rampe.

Kosten-Reduktion ohne Sicherheits-Verzicht

(Fotos: WestWood)

Was bedeutet sichere Flächenabdichtung ohne Vliesarmierung für den Bauherren? – Das Weproof-Bauwerks-Abdichtungssystem überbrückt nachträglich entstehende Risse im Untergrund bis zu 1 mm sicher. Zugelassen ist das System durch ein allgemeines bauaufsichtliches Prüfzeugnis gemäß DIN 18195, Lastfall 4 bis 7. Bild 5

Der Mitarbeiter zieht mit dem Flächenspachtel den hoch abriebfesten und rutschfesten Strukturbelag auf.

Die Mitarbeiter brachten die Vlieseinbett-Schicht (= rotes Weproof Flex RR 354) satt auf und arbeiteten das Vlies gekonnt, passend zugeschnitten, blasenfrei ein. Frisch-in-frisch folgte die Vliessättigungs-Schicht mit dem gleichen dauer-flexiblen PMMA-Harz. An sämtlichen Details ist dies Höchstmaß an Sicherheit erforderlich, damit nachträglich auftretende Risse von mehr als 1 mm dauerhaft sicher überbrückt werden. Dafür sorgt das perfekt abgestimmte Verhältnis zwischen Haftung und Zugfestigkeit in diesem System. Konkret heißt das: Die vliesarmierte Flüssigabdichtung löst sich eher partiell vom Untergrund, als dass sie reißt, und schafft sich so die notwendige Dehnstrecke. 13:32 h Fläche ohne Vlies abdichten Zuerst zog ein Fachverleger die rote Flex-Schicht (Weproof Flex RR 354, ca. 3,2 kg pro qm) per Zahnrakel auf, die ein zweiter mit einer Stachelwalze entlüftete und verschlichtete. Nach kurzer Wartezeit folgte eine knappe Stunde später das Verlegen der grünen Fixier-Schicht (Weproof Fix RR 359, ca. 1,6 kg pro qm) nach der gleichen Vorgehensweise. Die elastische Flex-Schicht absorbiert Bewegungen aus dem Untergrund bis zu einer Breite von 1 mm. Die Dehnung wird auf

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Ohne Vliesarmierung bedeutet für den Auftraggeber: Er reduziert spürbar den Aufwand für Material und Lohn. Gleichzeitig erhält dieser eine Flüssigabdichtung mit geprüfter Sicherheit. In Deutschland bietet das nur der Hersteller WestWood an.

Weproof-Variante für die Parkdecks Die anderen Flächen wurden ebenfalls parallel zum Verkehr mit einem ähnlichen Weproof-System saniert. Die Betonfläche wurde Kugel-gestrahlt und Detail-Anschlüsse mit Vlies abgedichtet. Für die Fahrspuren und Stellflächen reichte die Verlegung der grünen Flex-Schicht aus, denn hier bestand nur ein sehr geringes Riss-Risiko. Die Oberflächengestaltung geschah mit dem Strukturbelag. Per Intarsien-Beschichtung wurden die Pfeile in Weiß und die Stellplätze in Dunkelgrau abgesetzt. Weitere Informationen: WestWood Kunststofftechnik GmbH, An der Wandlung 20, 32469 Petershagen (OT Lahde), Tel. +49 (0)5702 – 8392-0, Fax +49 (0)5702 – 8392-22, info@westwood.de, www.westwood.de

REGELUNGEN ZUR DAUERHAFTIGKEIT VON BEFAHRENEN PARKDECKS

MOIST SCAN – MultischichtFeuchtescans auf Betonbauwerken Die Aufnahme von Rasterfeuchtemessungen ist eine seit über zehn Jahren bekannte Technik für die Beurteilung des Feuchtestatus von Bauobjekten. Für Messungen auf großen Flächen hat sich der Mikrowellen-Mobilscanner MOIST SCAN in verschiedenen praktischen Anwendungsfällen bestens bewährt. Großflächige Bauobjekte wie Parkdecks und Tiefgaragen lassen sich damit schnell, einfach und vor allem vollständig untersuchen. Wassereintrittsstellen, Leckagen, feuchtegeschädigte Bereiche können per Mikrowellenscan umfassend bewertet werden. Die Messungen können dabei mit Mikrowellensensoren verschiedener Eindringtiefen in mehreren Tiefenschichten aufgenommen werden. Diese neuen Feuchtesonden weisen sehr hohe Messgeschwindigkeiten auf und ermöglichen damit eine gute Ortsauflösung, auch bei schneller Bewegung des Scanners. MOIST SCAN kann bis zu drei dieser Sensoren aufnehmen. Aus diesen sogenannten Multischicht-Feuchtescans lässt sich flächenhaft der vollständige Feuchtestatus großer Bauobjekte ermitteln. Zur Ausführung des Scanvorgangs wird der Scanner einfach spalten- oder zeilenweise über die zu messende Fläche gefahren. Die mögliche Verfahrgeschwindigkeit ist dabei sehr hoch, sie kann bis zu etwa 1 m/s betragen (entspricht 3,6 km/h oder einem sehr schnell geschobenen Rasenmäher). Auch große Flächen von einigen tausend Quadratmetern können so in kurzer Zeit aufgenommen werden.

Erstmals Feuchteverteilung auf großen Flächen mit hoher Ortsauflösung messbar Feuchteverteilungen können damit zum ersten Mal auch auf großen Flächen vollständig und mit hoher Ortsauflösung aufgenommen werden, was bisher mit keinem anderen Verfahren möglich ist. Gegenüber einzelnen zerstörenden Einzelmessungen ist die Qualität der Feuchteaussage um Größenordnungen besser. Durch entsprechende Skalierung lassen sich bestimmte Strukturen wie z. B. regelmäßige Störungen, die durch den konstruktiven Aufbau bedingt sind (z. B. wassergefüllte Rohre von Fußbodenheizungen), unterdrücken oder auch hervorheben. Anwendungen ergeben sich überall dort, wo große Flächen oder Gebiete zu untersuchen sind. Dies können alle Arten von Betonbauwerken im Hoch- oder Tiefbau sein. Bei solchen Messaufgaben kommen wegen der meist großen Flächen schnell einige tausend Messpunkte zusammen. Die mittlerweile verfügbaren Erfahrungen bei der Messung von Stahlbetonbauten führen zu der Erkenntnis, dass Mikrowellenscans mit MOIST SCAN für die Aufnahme von Feuchteverteilungen in großen Betonbauwerken hervorragend geeignet sind. Anhand der entstehenden Bilder lässt sich eine eindeutige Klassifizierung der darin enthaltenen Abbilder der Feuchte bzw. anderer Störungen des Untergrunds realisieren.

Parkdecks und Tiefgaragen In Parkdecks und Tiefgaragen steht oft die Frage der Lokalisierung und Einordnung von Wasserschäden und der Auffindung

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(Foto/Abb.: Hf-sensor)

REGELUNGEN ZUR DAUERHAFTIGKEIT VON BEFAHRENEN PARKDECKS

Bild 1

Feuchtescan auf asphaltierter Stahlbetondecke eines Parkdecks

Bild 3

Messköpfe des Mobilscanners

decks besonders belastet waren. Das Parkdeck war mit einer 6 bis 8 cm starken Asphaltdecke versehen, durch die hindurch gemessen wurde. Beispielhaft wird in Abb. 2 ein einzelner Ausschnitt des Scans gezeigt. Der Oberflächenscan und der Scan der mittleren Schicht zeigen nur schwach ausgeprägte Feuchteveränderungen. Die Feuchtebelastung in diesen beiden Schichten ist dabei als relativ niedrig anzusehen. Deutliche Feuchteeinflüsse zeigt aber der Volumenscan. Darin zeigt sich eine deutliche Feuchtebelastung im Bereich einzelner Fugen. Das kombinierte Scanbild (Abb. 2) der einzelnen Schichten einer Teilfläche zeigt die Feuchterelationen zwischen mittlerer Volumen- und tiefer Volumenschicht. MOIST SCAN ist ein neues, sehr leistungsfähiges Instrument zur schnellen Aufnahme von Feuchteverteilungen an Bauobjekten. Dank der hohen Ortsauflösung und Messgeschwindigkeit sind Feuchtemessungen in ganz neuer Qualität möglich. MOIST SCAN arbeitet vergleichbar einer mehrdimensionalen Mikrowellenkamera und erfasst Feuchteinformationen aus mehreren Schichten. Damit ist eine wesentliche Voraussetzung zur zerstörungsfreien Aufnahme der inneren Struktur von Bauobjekten geschaffen. Die Bauwerksdiagnose wird mit MOIST SCAN auf eine neue Qualitätsstufe gehoben.

Literatur

Bild 2

Feuchtescan auf einer Teilfläche eines Parkdecks – Schichtendarstellung 3 Tiefenschichten

von Wasserpfaden. An einem Parkdeck mit mehreren 1.000 m² Gesamtfläche wurde zur Auffindung von Wasserpfaden ein Scan der kompletten Fläche ausgeführt. Damit sollte geklärt werden, woher aufgetretene Feuchtebelastungen der darunter befindlichen Räume stammen und welche Teilflächen des Park-

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[1] Proc. 9. Feuchtetag 1997, Weimar, MFPA Weimar, 17.–18.09.97. [2] Mikrowellenbasierte Rasterfeuchtemessung. Bautechnik 6/2007, S. 417 ff. [3] Schau an – Schicht für Schicht. Bautenschutz + Bausanierung 7/2007, S. 38 ff. [4] Göller, A.: Mobiler Mikrowellenscanner MOIST SCAN – Eine neue Ära der Bauwerksdiagnose. DGZfP-Fachtagung Bauwerksdiagnose 2008, Poster 1. Weitere Informationen: hf sensor GmbH, Weißenfelser Straße 67, 04229 Leipzig, Tel. + 49 (0)341 – 497260, Fax + 49 (0)341 – 4972622, sales@hf–sensor.de, www.hf–sensor.de

AKTUELL

Neue Versionen RFEM 5 und RSTAB 8 Mit RFEM 5 und RSTAB 8 bringt Dlubal die neue Generation seiner Statikprogramme für anspruchsvolle Tragwerksplaner auf den Markt. Beide Programme vereinen die bekannte Effizienz mit einer Vielzahl an neuen hilfreichen Features. RFEM 5 und RSTAB 8 stehen jeweils auch als 64-Bit-Version zur Verfügung. Dadurch lassen sich die Ressourcen des Computers besser ausnutzen und umfangreichere Berechnungen durchführen.

Viele weitere neue Features Um internationalen Ansprüchen Rechnung zu tragen, wurden sechs neue Programmsprachen implementiert. Dlubal stellt die neuen Versionen somit in neun verschiedenen Sprachen zur Verfügung: in Deutsch, Englisch, Tschechisch, Spanisch, Französisch, Italienisch, Portugiesisch, Polnisch und Russisch. Last-

fälle und Einwirkungen lassen sich jetzt direkt in RFEM 5 und RSTAB 8 entsprechend der Kombinationsregeln des Eurocodes und weiterer internationaler Normen automatisch kombinieren. Neu ist ebenso ein Ansichts-Navigator, der es erlaubt, bequem Ansichten zu generieren, abzuspeichern und wieder aufzurufen. Im Konfigurationsmanager können Anzeigeeigenschaften, Programmoptionen, Symbolleisten usw. benutzerdefiniert eingestellt und als eigene Konfiguration abgespeichert werden. Es lassen sich einfach Linienraster erzeugen sowie relative Stabexzentrizitäten, welche nach Querschnittsänderungen automatisch angepasst werden. Neue Stabtypen wie Feder, Steifigkeiten, Starrstab und die Verwendung von zusammengesetzten Holz- und hybriden Querschnitten bieten zusätzliche Optionen bei der Modellierung. Zur besseren Übersicht bei komplexen Modellen lassen sich den Objekten unterschiedliche Farben zuordnen, z. B. material-, querschnitts- und stabtypweise. Zudem können Auflager mit der Nichtlinearität Reibung erzeugt werden. Durch das Festlegen von Glättungsbereichen lassen sich Singularitäten in den Ergebnissen glätten.

Neue und weiterentwickelte Zusatzmodule Bild 1

Eingabe einer automatischen, relativen Stabexzentrizität in RSTAB 8

Auch die Palette der Zusatzmodule und Einzelprogramme wurde erweitert. So sind z. B. folgende Module hinzugekommen: – FUND Pro (Bemessung von Fundamenten nach Eurocode) – JOINTS Stahl – Stützenfuß (Stützenfußbemessung nach EC 3) – RF-INFLUENCE (Ermittlung von Einflusslinien und -flächen) – STAGES (Berücksichtigung von Bauzuständen in RSTAB)

(Abb.: Dlubal)

In den Einzelprogrammen FE-BEUL und KRANBAHN ist jetzt u. a. die Bemessung nach Eurocode möglich.

Bild 2

Neuer Projekt-Navigator – Ansichten

Weitere Informationen: Ingenieur-Software Dlubal GmbH, Am Zellweg 2, 93464 Tiefenbach, Tel. + 49 (0)9673 – 9203-0, Fax + 49 (0)9673 – 9203-51, info@dlubal.com, www.dlubal.de

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AKTUELL

Berufsbegleitende Weiterbildung für Bauingenieure am EIPOS in Dresden Qualifikation schafft Zukunft! Diesem Leitsatz stellt sich EIPOS seit über 20 Jahren und ist heute ein führender Anbieter postgradualer berufsbegleitender Weiterbildung in Deutschland. Als ein Unternehmen der TUDAG Technische Universität Dresden Aktiengesellschaft bietet die EIPOS GmbH praxisorientierte Weiterbildung auf Hochschulniveau in den Bereichen Bauwesen/Energie, Immobilienwirtschaft, Brandschutz und Unternehmensführung an. Interessant für Planer und Sachverständige sind insbesondere unsere Qualifizierungen zum: – Sachkundigen Planer für Betonerhaltung (Start: 28.02.2013) – Fachplaner für Bauwerksinstandsetzung nach WTA (Start: 03.05.2013) – Sachverständigen für Schäden an Gebäuden (Start:19.04.2013) – Sachverständigen für Schäden im konstruktiven Ingenieurbau (Start: 11.10.2013) Der Auftraggeber hat die Planung von Betoninstandsetzungsmaßnahmen einem Sachkundigen Planer zu übertragen. Sachkundige Planer für Betonerhaltung ermitteln den Ist-Zustand des Betonbauwerkes, beurteilen Mängel und Schäden, erarbeiten Instandsetzungskonzepte und lebenszyklusorientierte Instandhaltungspläne, erstellen die Ausschreibungsunterlagen und überwachen die vorgeschlagenen Instandsetzungsmaßnahmen.

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Schwerpunkt dieser Weiterbildung ist die individuelle und transparente Planung der Instandhaltung. Themen wie der Einsatz von Schutz-, Instandsetzungs- und Verstärkungsprinzipien, Planungsgrundsätze und Planungsschritte der Fachplanung gehören genauso dazu, wie das Trainieren des Erstellens von Instandsetzungskonzepten, Instandsetzungsplänen und Instandhaltungsplänen. Hinzu kommt natürlich auch der Überblick über die geltenden technischen Bestimmungen sowie der Einsatz von neuen und bewährten Baustoffen und Produkten der Betoninstandsetzung im Lebenszyklus der Bauwerke. Der Bauherr erwartet von den Sachkundigen Planern mehr als die reine Planungsleistung. Hier geht es um die Pflichten und Aufgaben des Sachkundigen Planers im Rahmen der Ausschreibung, Vergabe und Überwachung der geplanten Maßnahmen und darum, welche rechtlichen Rahmenbedingungen dabei beachtet werden müssen. Die Weiterbildung zeichnet sich insbesondere durch ihren Praxisbezug aus. Die Kenntnisse und Fähigkeiten der Fachdisziplin werden durch das geplante Training zur Erstellung von Instandhaltungsplanungen, Fallstudien und ein Laborpraktikum anwendungsorientiert gefestigt. Für alle, die sich noch weiter auf dem Gebiet der Bauwerkserhaltung fortbilden möchten, bietet EIPOS gemeinsam mit der WTA den Fachplaner für Bauwerksinstandsetzung nach WTA an. Die WTA-Merkblätter sind die wichtigste Grundlage der Planung und Bauausführung im Bereich Sanierung/Denkmalpflege. Wissenschaftliche Überprüfungen, gekoppelt mit der

AKTUELL Bewährung in der Praxis, werden an typischen Beispielen verdeutlicht.

Für Tragwerksplaner bietet EIPOS die Spezialqualifizierung zum Sachverständigen für Schäden im konstruktiven Ingenieurbau an. Diese untersuchen und bewerten risikobehaftete Ingenieurbauwerke in Hinblick auf Standsicherheit, Verkehrssicherheit und Dauerhaftigkeit. Die Weiterbildung vermittelt Kenntnisse zu Schadensursachen an Brücken, Stützwänden, Parkhäusern, Tiefgaragen, Tunneln und Türmen. Hier lernt man, wie der Bauzustand in Kurz- und Langzeitversuchen zu erfassen ist, und welche Berechnungs- und Prognosemethoden zur Schadensbewertung und zur Instandhaltungsplanung eingesetzt werden können. Sachverständigentage und Seminare zu aktuellen Themen sichern einen nachhaltigen Wissenserwerb. Am 27. und 28. Juni 2013 lädt das Bildungsinstitut zum 14. EIPOS-Sachverständigentag Immobilienbewertung und zum 15. EIPOS-Sachverständigentag Bauschadensbewertung/B.V.S. Bausymposium nach Dresden ein. – Eine Gelegenheit, sich mit Fachkollegen auszutauschen und neue Kontakte zu knüpfen.

(Foto: EIPOS)

Mit vertieftem bautechnischen Wissen und praktischer Erfahrung erkennen Sachverständige bei auftretenden Schäden und Mängeln die Gesamtzusammenhänge und zeigen konkrete Lösungswege auf. Sie agieren zudem präventiv, um Planungsfehler zu vermeiden. Die zweistufige Sachverständigen-Qualifizierung Sachverständiger für Schäden an Gebäuden vermittelt wichtige Teile des für eine öffentliche Bestellung und Vereidigung nachzuweisenden Fachwissens.

Werkstoffprüfung

Die Qualität des Weiterbildungsangebots vom EIPOS beruht auf einem kompetenten Dozententeam. Langjährige Berufserfahrung und didaktische Kompetenz sind die Basis für den Dozentenerfolg. Renommierte und berufserfahrene Architekten und Planer, anerkannte Sachverständige und Wissenschaftler bilden den Kern des Dozententeams, das stets die Einheit von wissenschaftlich fundierter und sehr praxisrelevanter Ausbildung realisiert. Weitere Informationen: EIPOS Europäisches Institut für postgraduale Bildung GmbH, Ein Unternehmen der TUDAG Technische Universität Dresden AG, Goetheallee 24, 01309 Dresden, Tel. +49 (0)351 – 44072-10, Fax +49 (0)351 – 44072-20, eipos@eipos.de, www.eipos.de

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AKTUELL

Betoninstandhaltung heute für die Zukunft – 21. Fachsymposium der LIB NRW Das gemeinschaftlich von der Landesgütegemeinschaft Instandsetzung von Betonbauwerken NRW e.V. (LIB NRW), der Bundesgütegemeinschaft Betonflächeninstandsetzung e.V. (BFI) und der Akademie der Bildungszentren des Baugewerbes e.V. am 05. März 2013 im Kongreßzentrum Westfalenhallen, Dortmund, angebotene 21. Fachsymposium steht erneut unter dem Motto „Betoninstandhaltung heute für die Zukunft“. Erwartet werden wieder fast 300 Teilnehmer, die sich aus den an der Betoninstandhaltung beteiligten Kreisen zusammensetzen. Erfahrungsgemäß sind das öffentliche und private Auftraggeber aus Bauverwaltungen, Wohnungsbaugesellschaften, Immobilienverwaltungen oder Parkhausbetreiberfirmen. Ebenso vertreten sind die ausführenden Baubetriebe, Planungsbüros, Sachverständige, Hochschulangehörige einschließlich der Studierenden sowie Produkthersteller. Die Veranstaltung dient der Weiterbildung und bietet ideale Voraussetzungen für den fachlichen Austausch. In den Pausen gibt es Gelegenheit zum Besuch der begleitenden Fachausstellung mit speziellen Produkten und Leistungen für die Betoninstandsetzung. Ziel der Veranstaltung ist es, das Zusammenwirken der an der Instandhaltung Beteiligten darzustellen sowie über die Anwendung und Entwicklung der Regelwerke zu informieren, praktische Hinweise zu geben und interessante Projekte aus dem Bereich der Instandhaltung, Instandsetzung und Ertüchtigung von Bauwerken vorzustellen.

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Der Erfahrungsaustausch und die Weiterbildung aller an Planung, Ausführung und Überwachung Beteiligten ist unabdingbare Voraussetzung zur langfristigen Sicherung von Qualität und Dauerhaftigkeit der Bauwerke. Betoninstandhaltung heute für die Zukunft heißt nicht nur Technik und Vertragswerk zu beherrschen, sondern auch die Öffentlichkeit und Auftraggeber von Instandhaltungsmaßnahmen zu überzeugen. Dies mit einem kreativen Dienstleistungsangebot gekoppelt, eröffnet auch heute und künftig gute Chancen, in dieser Branche erfolgreich bestehen zu können. Das seit 1991 nun 21. Fachsymposium unterstreicht das Konzept der in ganz Nordrhein-Westfalen tätigen Landesgütegemeinschaft Instandsetzung von Betonbauwerken NRW e.V. als Dienstleister für ihre Mitgliedsbetriebe und als Ansprechpartner für alle öffentlichen und privaten Auftraggeber in NRW (www.lib-nrw.de). Die LIB NRW ist ein freiwilliger regionaler Zusammenschluss von Bauunternehmungen unter dem Dach der Bundesgütegemeinschaft Instandsetzung von Betonbauwerken e.V., Berlin. Sitz der LIB NRW ist Krefeld, wo sie in einer Bürogemeinschaft mit den Bildungszentren des Baugewerbes e.V. (BZB) und der Gütegemeinschaft Planung der Instandhaltung von Betonbauteilen e.V. (GUEP) geleitet wird. Weitere Informationen: Landesgütegemeinschaft Instandsetzung von Betonbauwerken NRW e.V., Bökendonk 15, 47809 Krefeld, info@lib-nrw.de, www.lib-nrw.de Ansprechpartner: Dipl.-Ing. Frank Pawlik, LIB-Geschäftsführer, Tel. +49 (0)2151-51 55-10, Fax +49 (0)2151-51 55-92

Anbieterverzeichnis Produkte & Dienstleistungen Abdichtungstechnik

adicon® Gesellschaft für Bauwerksabdichtungen mbH Max-Planck-Straße 6 63322 Rödermark Tel. (06074) 8951-0 Fax (06074) 895151 info@adicon.de www.adicon.de

EK Abdichtungstechnik GmbH Salmdorfer Straße 1 85540 Haar b. München Tel: 089-4616991-0 Fax: 089-4616991-23 zentrale@ek-abdichtung.de www.ek-abdichtung.de

Ankerschienen

Wilhelm Modersohn GmbH & Co. KG Eggeweg 2a 32139 Spenge Tel.: (0 52 25) 87 99-0 Fax: (0 52 25) 8799-201 E-Mail: info@mconstruct.de Internet: www.mconstruct.de MOSO-MBA Ankerschienen MOSO-Betonbewehrung und Bewehrungskonstruktionen Anker- und Anschweißplatten Kantenschutzprofile und Verkleidungen Denkmal- und Altbausanierungsbefestigungen Spezialbefestigungen für Tunnel, Brücken und Kraftwerke Dübelsysteme und Normteile aus Edelstahl Rostfrei

Bewehrung Wilhelm Modersohn GmbH & Co. KG Eggeweg 2a 32139 Spenge Tel.: (0 52 25) 87 99-0 Fax: (0 52 25) 8799-201 E-Mail: info@mconstruct.de Internet: www.mconstruct.de MOSO-MBA Ankerschienen MOSO-Betonbewehrung und Bewehrungskonstruktionen Anker- und Anschweißplatten Kantenschutzprofile und Verkleidungen Denkmal- und Altbausanierungsbefestigungen Spezialbefestigungen für Tunnel, Brücken und Kraftwerke Dübelsysteme und Normteile aus Edelstahl Rostfrei

StekoX® GmbH Abdichtungstechnik Blumenstraße 42/1 D-71106 Magstadt Phone +49 (0) 71 59-4 20 08 20 Fax +49 (0) 71 59-4 20 08 90 info@stekox.de www.stekox.de

Abstandhalter

Max Frank GmbH & Co. KG Technologien für die Bauindustrie Mitterweg 1 D-94339 Leiblfing Tel. +49 (0) 94 27/1 89-0 Fax +49 (0) 94 27/15 88 info@maxfrank.de www.maxfrank.de

Schöck Bauteile GmbH Vimbucher Straße 2 76534 Baden-Baden Tel. (0 72 23) 9 67-0 Fax (0 72 23) 9 67-4 50 e-Mail: info@schoeck.de Internet: www.schoeck.de

Max Frank GmbH & Co. KG Technologien für die Bauindustrie Mitterweg 1 D-94339 Leiblfing Tel. +49 (0) 94 27/1 89-0 Fax +49 (0) 94 27/15 88 info@maxfrank.de www.maxfrank.de

KÖCO Köster + Co. GmbH Spreeler Weg 32 D-58256 Ennepetal Tel. (0 23 33) 83 06-0 Fax (0 23 33) 83 06-38 E-Mail: info@koeco.net www.koeco.net

n Bewehrungssystem

Betoninstandsetzung

Befestigungstechnik n Ankerschienen

HALFEN Vertriebsgesellschaft mbH Katzbergstraße 3 D-40764 Langenfeld Tel. (0 21 73) 9 70-0 Fax (0 21 73) 9 70-2 25 e-Mail: info@halfen.de Internet: www.halfen.de BETON: Verankerungstechnik FASSADE: Befestigungssysteme MONTAGETECHNIK: Produkte und Systeme

n Bewehrungsanschlüsse

n Kopfbolzendübel

Balkondämmelemente Max Frank GmbH & Co. KG Technologien für die Bauindustrie Mitterweg 1 D-94339 Leiblfing Tel. +49 (0) 94 27/1 89-0 Fax +49 (0) 94 27/15 88 info@maxfrank.de www.maxfrank.de

01069 Dresden Tel. (03 51) 21 06 69-0 www.Litterer.de CFK-Klebearmierung, Spritzbeton

Mozartstraße 12 87435 Kempten Tel. (0831) 52173-11 Fax (0831) 24437 E-Mail: Info@bamtec.com Internet: www.bamtec.com • Bis zu 40 % Betonstahlersparnis • 80% bis 90% Verlegezeitreduktion

SGL TECHNOLOGIES GmbH Werner-von-Siemens-Straße 18 86405 Meitingen / Germany Phone +49 8271 83-1398 Fax +49 8271 83-1427 compositematerials@sglcarbon.de www.sglgroup.com CFK-Lamellen, CF-Gewebe, CF-Bewehrung

Mit Ihrer Eintragung im Anbieterverzeichnis erreichen Sie planende und ausführende Bauingenieure. Kontakt: Tel. (030) 47031-249, Fax (030) 47031-230 Beton- und Stahlbetonbau 108 (2013), Heft 1

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Brückenbau Wilhelm Modersohn GmbH & Co. KG Eggeweg 2a 32139 Spenge Tel.: (05225) 8799-0 Fax: (05225) 8799-201 E-Mail: info@mconstruct.de Internet: www.mconstruct.de MOSO-MBA Ankerschienen MOSO-Betonbewehrung und Bewehrungskonstruktionen Anker- und Anschweißplatten Kantenschutzprofile und Verkleidungen Denkmal- und Altbausanierungsbefestigungen Spezialbefestigungen für Tunnel, Brücken und Kraftwerke Dübelsysteme und Normteile aus Edelstahl Rostfrei

Firmenstandorte in Deutschland Niederlassung Uslar Tel: +49 (0) 5571 9256 0 Kontaktperson: Herr Stefan Adam E-mail: uslar@mageba.ch Niederlassung Esslingen Tel: +49 (0) 711 758844 0 Kontaktperson: Herr Mario Flietner E-mail: stuttgart@mageba.ch Produktauswahl: Topflager · Elastomerlager · Kalottenlager · Lamellenfuge · Gleitfingerfuge · Kragfingerfuge · Erdbebenschutz · Bauwerksüberwachung

n Schub- und Durchstanzbewehrung

ANCOTECH GmbH Spezialbewehrungen Robert-Perthel-Straße 72 50739 Köln Tel.: (02 21) 5 00 81-74 Fax: (02 21) 5 00 81-79 e-Mail: info@ancotech.de Internet: www.ancotech.de – Durchstanz- und Schubbewehrung – Nichtrostende Edelstahlbewehrung

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Mauerwerksabfangungen

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

Montagetechnik

n Edelstahlbewehrung

Durchstanzbewehrung

RW Sollinger Hütte GmbH Auschnippe 52 · 37170 Uslar Tel.: 05571 305-0 Fax: 05571 305-26 e-mail: info@rwsh.de Internet: www.rwsh.de • Neubau, Sanierung und Montage von – Bauwerkslagern – Fahrbahnübergängen – Brückengeländern – Brückenausstattungen • Dienstleistungen – Komplexe Sanierung von Brücken- und Ingenieurbauwerken – Engineering Leistungen für Dehnfugen und Bauwerkslager

CAD/CAM Multimateriallösungen

Tekla GmbH Helfmann-Park 2 D-65760 Eschborn 0 61 96-4 73 08 30 0 61 96-4 73 08 40 contact@de.tekla.com www.tekla.com

Schöck Bauteile GmbH Vimbucher Straße 2 76534 Baden-Baden Tel. (0 72 23) 9 67-0 Fax (0 72 23) 9 67-4 50 e-Mail: info@schoeck.de Internet: www.schoeck.de

Edelstahlbefestigungen

Fachliteratur

Deckenschalungen Kassetten-, Rippen- und Plattenbalkendecken-Schalungen Mietservice + Sonderschalungen DeWa-Schaltechnik GmbH Auf der Forst 16 55481 Metzenhausen Tel. +49 (0)67 63-30 98 74 Fax +49 (0)67 63-30 98 75 e-Mail: info@dewa-schaltechnik.de Internet: www.dewa-schaltechnik.de

Beton- und Stahlbetonbau 108 (2013), Heft 1

Ernst & Sohn Verlag für Architektur und technische Wissenschaften GmbH & Co. KG Rotherstraße 21 D-10245 Berlin Tel. +49 (0)30 4 70 31 2 00 Fax +49 (0)30 4 70 31 2 70 e-mail: info@ernst-und-sohn.de Internet: www.ernst-und-sohn.de

Natursteinverankerungen

Querkraftdorne

Schöck Bauteile GmbH Vimbucher Straße 2 76534 Baden-Baden Tel. (0 72 23) 9 67-0 Fax (0 72 23) 9 67-4 50 e-Mail: info@schoeck.de Internet: www.schoeck.de

Rißinjektion n Injektionstechnik, Mischtechnik, Spritztechnik

DESOI GmbH Gewerbestraße 16 D-36148 Kalbach/Rhön Telefon: +49 (66 55) 96 36-0 Telefax: +49 (66 55) 96 36-66 66 E-Mail: info@desoi.de Internet: www.desoi.de • Injektionspacker • Injektionsgeräte • Sonderlösungen

Dittmann GmbH Technik für die Bausanierung Gewerbestraße 10 16540 Hohen Neuendorf Tel.: +49(0) 3303 541527 Fax: +49(0) 3303 541528 E-Mail: info@saniertechnik.de Internet: www.saniertechnik.de • Injektionstechnik und Zubehör • Injektionspacker • Maschinenservice

Schwingungsisolierung

BSW GmbH Am Hilgenacker 24 D-57319 Bad Berleburg Tel. (02751) 803-124 Fax (02751) 803-159 E-Mail: info@berleburger.de Internet: www.bsw-schwingungstechnik.de PUR-Schaum und hochelastischer Polyurethankautschuk zur Schwingungsisolierung

GERB Schwingungsisolierungen GmbH & Co. KG Berlin/Essen Elastische Gebäudelagerung, Schwingböden, Raum-in-RaumLösungen, Schwingungstilger Tel. Berlin (0 30) 41 91-0 Tel. Essen (0201) 266 04-0 E-mail: info@gerb.com www.gerb.com

Software für das Bauwesen

mb AEC Software GmbH Europaallee 14 67657 Kaiserslautern Tel. (06 31) 3 03 33 11 Fax (06 31) 3 03 33 20 info@mbaec.de www.mbaec.de

Ulrike Rodrian Weydingerstr. 14–16 D-10178 Berlin Tel.: 0049 - 30 - 381 03 423 Funk: 0049 - 172 - 313 - 55 - 22 Fax: 0049 - 32 - 121 121 495 info@bauzeichnung-rodrian.de www.cad-schulung-rodrian.de

n Bewehrungsplanung

Trittschalldämmung unter hohen Lasten

Tekla GmbH Helfmann-Park 2 D-65760 Eschborn 0 61 96-4 73 08 30 0 61 96-4 73 08 40 contact@de.tekla.com www.tekla.com

Spannbeton n Spannausrüstungen, Spannverankerungen und Zubehör

Paul Maschinenfabrik GmbH & Co. KG Max-Paul-Straße 1 88525 Dürmentingen/Germany Phone +49 (0) 73 71/5 00-0 Fax +49 (0) 73 71/5 00-1 11 Mail: stressing@paul.eu Web: www.paul.eu

BSW GmbH Am Hilgenacker 24 D-57319 Bad Berleburg Tel. (0 27 51) 803-124 Fax (0 27 51) 803-159 E-Mail: info@berleburger.de Internet: www.bsw-schwingungstechnik.de Trittschalldämmung mit bauaufsichtlicher Zulassung

Verankerungen n FassadenankerSysteme

Stahlbau DICAD Systeme GmbH CAD für Konstruktion und Bewehrung Theodor Heuss Straße 92–100 D-51149 Köln Tel.: +49 (0) 22 03/93 13-0 Fax: +49 (0) 22 03/93 13-1 99 info@dicad.de www.dicad.de

Tekla GmbH Helfmann-Park 2 D-65760 Eschborn 0 61 96-4 73 08 30 0 61 96-4 73 08 40 contact@de.tekla.com www.tekla.com

Software für Statik und Dynamik

Ing.-Software DLUBAL GmbH Am Zellweg 2 93464 Tiefenbach Tel. (0 96 73) 92 03-0 Fax (0 96 73) 92 03-51 e-Mail: info@dlubal.com Internet: www.dlubal.de

Tekla GmbH Helfmann-Park 2 D-65760 Eschborn 0 61 96-4 73 08 30 0 61 96-4 73 08 40 contact@de.tekla.com www.tekla.com

Trittschalldämmelemente

Max Frank GmbH & Co. KG Technologien für die Bauindustrie Mitterweg 1 D-94339 Leiblfing Tel. +49 (0) 94 27/1 89-0 Fax +49 (0) 94 27/15 88 info@maxfrank.de www.maxfrank.de

Verbundbau Schöck Bauteile GmbH Vimbucher Straße 2 76534 Baden-Baden Tel. (0 72 23) 9 67-0 Fax (0 72 23) 9 67-4 50 e-Mail: info@schoeck.de Internet: www.schoeck.de

n Softwarelösungen für den Verbundbau

Kretz Software GmbH Europaallee 14 67657 Kaiserslautern Tel. (06 31) 3 03 33 11 Fax (06 31) 3 03 33 20 info@kretz.de www.kretz.de Beton- und Stahlbetonbau 108 (2013), Heft 1

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Konrad Bergmeister

Mehrwert für den Bauingenieur Durch Wissen und Erkenntnis kann man Grenzen durchbrechen. In den Natur- und Technikwissenschaften war das vergangene Jahrhundert von vielen neuen Erkenntnissen, Innovationen und dem Durchdringen von Grenzen geprägt. Denken wir an die Faserwerkstoffe mit Zugfestigkeiten über 3.000 MPa, an Hochhäuser über 800 m Höhe, an Brücken über 3.000 m und Tunnel über 60 km Länge. Der griechische Philosoph MELISSUS (* um 490 v. Chr., † 430 v. Chr.) verkündete die räumliche und zeitliche Grenzenlosigkeit der Welt. Neben dem Raum trat nun eine weitere Dimension, jene der Zeit, in das Bewusstsein. Die Begrenztheit der Zeit war in den Naturwissenschaften immer bekannt, während sie in den Technikwissenschaften durch die Definition der Lebensdauer vielfach jetzt bewusste Erkenntnis erreicht. Dabei geht es nicht um die unmittelbare Feststellung der Begrenztheit von Zeit, dies haben bereits die Naturphilosophen, beginnend mit ARISTOTELES (* 384 v. Chr., † 322 v. Chr.) getan, sondern um die bewusste Handhabung einer Lebens- und Nutzungsdauer unserer Bauwerke. Die Betrachtung der Langzeitfestigkeiten, die Integration von Monitoring, die geplante Instandhaltung und die Ertüchtigung sowie die periodische Feststellung der Tragfähigkeit und Gebrauchstauglichkeit sind Begleiter der Lebensentwicklung von Bauwerken. Der Bauingenieur bekommt neue Aufgaben – grundlegendes Wissen in der Mechanik sowie das Systemdenken sind unabdingbare Voraussetzungen. Der Bauingenieur muss durch intelligente Lösungen bei Entwurf, Planung und Bau energie- und ressourcenoptimierend arbeiten. Dabei gilt es, die Qualität während der Lebensdauer und die Lebenszeit mit integrierten Monitoringsystemen von Bauwerken gezielt zu planen. Neue Lösungen basierend auf Erfahrung sollen sowohl für den Bau von neuen als auch für die Erhaltung von bestehenden Bauwerken angewandt werden. Nicht durch das mehrfache Ummanteln von Bauwerken kann die Energieeffizienz verbessert werden und nicht durch das ständige Addieren von Normen und Richtlinien wird der Bauingenieurberuf interessanter oder die Bauwerke sicherer! Wir müssen das Normenkonglomerat auf das Wesentliche konzentrieren, den Blick auf das Essentielle unter Einbezug der Lebensdauer schärfen und primär durch schlichte und verständliche Tragsysteme sowie nachvollziehbare Funktionsweisen punkten. Die Zeitschrift „Beton- und Stahlbetonbau“ zusammen mit den vielen Autoren und Rezensenten versucht, dabei Wegbegleiter zu sein. Ich danke Ihnen für Ihr Engagement und wünsche allen Lesern ein positives Jahr 2013.

Konrad Bergmeister

DOI: 10.1002/best.201200063

Martin Heimann, Holger Schmidt, Ngoc Linh Tran, Carl-Alexander Graubner

FACHTHEMA

Zuverlässigkeit hochbeanspruchter Druckglieder aus UHPC Der Einsatz ultrahochfester Betone erlaubt eine Erweiterung des Anwendungsbereichs bisher üblicher und bewährter Massivbaukonstruktionen. Da das Tragverhalten eines Bauteiles über seinen Lebenszyklus mit entsprechenden Unsicherheiten bzgl. der Einwirkungen sowie der Material- und Systemeigenschaften behaftet ist, stellte sich die Frage, bis zu welchen Anwendungsgrenzen schlanke UHPC-Druckglieder die Anforderungen an die erforderliche Tragwerkszuverlässigkeit noch erfüllen. Vor dem Hintergrund dieses Sachverhaltes ermöglichte die Deutsche Forschungsgemeinschaft die Förderung der Untersuchung der Zuverlässigkeit schlanker Stützen aus UHPC. Dieser Beitrag berichtet über die Forschungstätigkeit im Rahmen des Projektes und stellt wesentliche Ergebnisse der Zuverlässigkeitsanalysen vor.

Reliability of highly stressed UHPC-columns Meanwhile concrete-technological developments allow the production of UHPC with a compressive strength of more than 150 N/mm². Thus, the cross-sectional dimensions required for highly stressed compression members can be reduced. However, in many cases this positive development increased the trend to even more slender and therefore likelier to buckle structural systems. Hence, it is to be expected that under certain conditions the safety level of such construction elements decreases. Because of this, the reliability of slender UHPC structural members is being investigated in a research project, supported by the Deutsche Forschungsgemeinschaft at the TU Darmstadt. This article reports about the research activities and the most important findings of this project.

Obgleich UHPC vergleichbar bessere Materialeigenschaften aufweist als normalfeste (Normal-Strength-Concrete) und hochfeste (High-Strength-Concrete) Betone, kann diese Entwicklung unter bestimmten Randbedingungen zu einem Einbruch der Tragwerkszuverlässigkeit und damit zu einer Versagenswahrscheinlichkeit des Bauteils führen, die das normativ geforderte Zuverlässigkeitsniveau und damit das Sicherheitsbedürfnis nicht mehr erfüllt. Die Gesellschaft fordert jedoch für die Herstellung und die Nutzung von Bauwerken eine hinreichende Sicherheit von Menschen und Sachgütern vor deren Versagen und kann sich dabei auf einschlägige Rechtsgrundlagen stützen. Auch vor dem Hintergrund einer nachhaltigen Betonwerkstoffnutzung für die Errichtung von Bauwerken müssen Tragwerke daher in den verschiedenen Grenzzuständen ausreichend zuverlässig sein. Die Kenntnis der Tragwerkszuverlässigkeit innovativer Stützensysteme aus UHPC ist somit zwingend erforderlich, da durch diesen Hochleistungsbaustoff Anwendungsfälle realisiert werden könnten, für die noch keine ausreichenden baupraktischen Erfahrungen vorliegen und sich die Erkenntnisse, die für normal- und hochfesten Beton vorliegen, nicht ohne Weiteres auf UHPC übertragen lassen.

Überblick

Seit Beginn des institutionell geplanten Siedlungsbaus unterliegen Bauwerke unterschiedlichen Anforderungen, die sich im Laufe der Zeit nicht wesentlich geändert, jedoch in der Gewichtung ihrer Wahrnehmung verschoben haben. Bauwerke sollen demnach zweckmäßig (Funktionalität), sicher (Zuverlässigkeit), wirtschaftlich (Ökonomie), stilvoll (Ästhetik) und seit der Neuzeit auch ressourcenschonend (Ökologie) sein. Im Sinne eines nachhaltigen Umgangs mit Umwelt und Natur ist in den vergangenen Jahren der Aspekt ressourcenschonender Technologieentwicklungen zunehmend auch in den Fokus der Bauindustrie gerückt. Speziell in dem zurückliegenden Jahrzehnt ist dabei ein Trend zur Entwicklung nachhaltig effizienter Betonwerkstoffe festzustellen. Diese betontechnologischen Entwicklungen erlauben mittlerweile eine zielsichere Herstellung ultrahochfester Betone (Ultra-High Performed Concrete) mit Druckfestigkeiten von über 150 N/mm². Insbesondere bei hoch beanspruchten Druckgliedern, wie z. B. bei Stützen in Hoch- und Industriebauwerken, könnten durch die höhere Druckfestigkeit dieses Hochleistungsbaustoffs die im Massivbau bisher üblichen Grenzhöhen deutlich gesteigert bzw. die zur Lastabtragung erforderlichen Querschnittsabmessungen reduziert und damit ein wertvoller Beitrag zum ressourcenschonenden Einsatz des Werkstoffes Beton beigetragen werden. Diese positive Entwicklung führt in vielen Fällen zu sehr schlanken und damit stabilitätsgefährdeten Tragsystemen, die äußerst sensitiv auf die nicht vermeidbaren Streuungen der Material- und Bauteileigenschaften reagieren. 2

Ziel dieses Forschungsprojektes ist die Bestimmung der Tragwerkszuverlässigkeiten von druckbeanspruchten Bauteilen aus UHPC in Abhängigkeit von den Materialund Systemeigenschaften sowie die Identifizierung von Anwendungsgrenzen konventioneller Stützen und von Innovationspotenzialen neuartiger Stützensysteme. In diesem Beitrag wird dargestellt, wie geeignete numerische Modelle für UHPC entwickelt und versuchstechnisch abgesichert wurden. Eine effektive Maßnahme zur

Beurteilung der Tragwerkszuverlässigkeit schlanker Stützen aus UHPC bietet die stochastische Simulation. Es wird aufgezeigt, wie auf der Grundlage der Applikation des Adaptive-Importance-Samplings eine Analyse der Sensitivitäten der einzelnen Material- und Systemparameter und der Tragwerkszuverlässigkeit schlanker Stützen aus UHPC durchgeführt wurden. Die wesentlichen Ergebnisse wurden mit einem besonderen Augenmerk auf die Potenziale und Anwendungsbereiche innovativer Stützensysteme dargestellt.

2 2.1

Forschungsinhalte Ausgangslage

Die im Rahmen des Forschungsprojektes durchgeführten wissenschaftlichen Untersuchungen zur Tragwerkszuverlässigkeit hochbeanspruchter Druckglieder aus UHPC bauten im Wesentlichen auf den Erkenntnissen von SCHMIDT, SIX [1] zur Tragwerkszuverlässigkeit schlanker Stahlbetonstützen aus normal- und hochfestem Beton auf. In [1] wurden Zuverlässigkeitsanalysen an gedrungenen und schlanken Stahlbetondruckgliedern aus normalfestem und hochfestem Beton durchgeführt. Auf Grundlage dieser Untersuchungen konnte festgestellt werden, dass sich die Versagensarten, die für die Tragwerkszuverlässigkeit maßgeblichen Einflussparameter, die Streuungen der Materialeigenschaften und somit auch die Tragwerkszuverlässigkeiten selbst mit zunehmender Betonfestigkeit verändern und sich somit die Erkenntnisse von normal- und hochfestem Beton nicht ohne weitere Untersuchungen auf ultrahochfesten Beton übertragen lassen. Eine Aussage zu den erreichbaren Tragwerkszuverlässigkeiten druckbeanspruchter Bauteile aus UHPC war seinerzeit auf Basis der damals durchgeführten Untersuchungen nicht möglich. Vor diesem Hintergrund erfolgte die Untersuchung der Zuverlässigkeit schlanker Stützen aus UHPC am Institut für Massivbau der TU Darmstadt, welche dankenswerterweise von der Deutschen Forschungsgemeinschaft gefördert wurde.

2.2

die numerischen Berechnungsverfahren um stochastische Simulationsverfahren erweitert, sodass der Einfluss der Streuungen der Material- und Systemparameter auf die Systemantwort berücksichtigt werden konnte. Zur Verifizierung des entwickelten Berechnungsmodells sowie der statistischen Parameter wurden insgesamt 14 Bauteilversuche mit entsprechender Materialbestimmung an gesondert hergestellten Prüfkörpern durchgeführt. Die Untersuchungen sollten einen möglichst breiten Anwendungsbereich abdecken und auch innovative neuartige Stützensysteme – wie z. B. das unbewehrte Hohlkörperdruckglied aus UHPC – berücksichtigen. Da die numerischen Berechnungen unter Einsatz stochastischer Simulationsverfahren allerdings sehr zeitaufwendig sind, war es zwingend erforderlich, den Untersuchungsraum sukzessive einzugrenzen. Auf Grundlage der im Laufe des Forschungsprojektes gewonnenen Erkenntnisse wurden die Grenzen der Untersuchungsparameter wie folgt gewählt: Querschnittsgeometrie: quadratisch, rechteckig, rund Voll- & Hohlquerschnitt Querschnittsmaße: 12 bis 40 cm Beton: Beton gemäß DIN EN 1992 [2] UHPC (fck = 150 – 250 N/mm²) Stahl: B500 Bewehrungsgrad: 0 bis 10 % Schlankheit: λ ≤ 200 Lastverhältnis Qk/Gk: 0 bis 4 bez. Exzentrizität e/h: 0,1 bis 2,0

3 3.1

Experimentelle Untersuchungen Einleitung

Im Falle des Einsatzes neuer Werkstoffe ist eine anfängliche Validierung der Ansätze und Modelle als Grundlage zur Durchführung der Berechnungen ein notwendiger Schritt zur wirklichkeitsnahen Wiedergabe des Tragverhaltens. Aus den Dokumentationen der Versuchsreihen von KORDINA [3], MEHMEL et al. [4] und SCHWUCHOW [5] wurden die wesentlichen Ziele der eigenen Untersuchungen abgeleitet:

Forschungsprogramm

Die wesentlichen Randbedingungen für die Umsetzung des Forschungsprojektes wurden bereits im Vorfeld auf Grundlage des aktuellen Forschungsstandes zum UHPC identifiziert. Da zum Langzeitverhalten von UHPC keine abgesicherten statistischen Daten zur Verfügung stehen, wurden die Untersuchungen unter kurzzeitiger Lasteinwirkung durchgeführt, was insbesondere dem Grenzzustand der Tragfähigkeit hinreichend Rechnung trägt. Die Zuverlässigkeitsuntersuchungen erfolgten auf Basis numerischer Berechnungsverfahren. Dabei wurden die bereits von anderen Forschungseinrichtungen im DFGSchwerpunktprogramm SPP 1182 durchgeführten Versuche zum Material- und Bauteilverhalten verwendet. Zur Ermittlung der Versagenswahrscheinlichkeiten wurden

1. Überprüfung der Kenntnisse des Tragverhaltens von Stützen (Druckgliedern) 2. Bestimmung der Tragfähigkeit von UHPC-Stützen 3. Validierung des Rechenmodells 4. Abschätzung der Modellunsicherheiten Bild 1 stellt das auf Grundlage dieser Zielsetzungen entwickelte Forschungsprogramm zusammenfassend dar. Die Tragfähigkeitsuntersuchungen an den Stützen wurden in verformungskontrollierten Bauteilversuchen durchgeführt. Das Lichtraumprofil des Prüfrahmens ermöglichte den Einbau geschosshoher Stützen. Zur Erzielung einer hohen Schlankheit (λ = 80) ergab sich für eine Knicklänge von 2,79 m eine Querschnittshöhe von h = 0,12 m in Knickrichtung für die im Versuch anzusetzende Beton- und Stahlbetonbau 108 (2013), Heft 1

FACHTHEMA ARTICLE

M. Heimann, H. Schmidt, N. Linh Tran, C.-A. Graubner: Reliability of highly stressed UHPC-columns

M. Heimann, H. Schmidt, N. Linh Tran, C.-A. Graubner: Zuverlässigkeit hochbeanspruchter Druckglieder aus UHPC

Bild 1

Forschungsprogramm zum Tragverhalten schlanker Stützen mit zugehörigem Versuchsprogramm Concept of the Investigations on slender columns

Pendelstütze. Ergänzend zu den Bauteilversuchen wurden an gesondert hergestellten Prüfkörpern Druckfestigkeit, Biegezugfestigkeit und E-Modul bestimmt.

3.2

Zusammenfassung der Versuchsergebnisse

Die wichtigsten Ergebnisse der experimentellen Traglastversuche sind in Tab. 1 zusammengefasst. Neben den maximalen Traglasten sind auch die zugehörigen Verschiebungen in Stützenmitte aus den Haupt- und Nebenachsen angegeben. Diese Werte sind durch die aufgezeichne-

Bild 2

Last-Verformungs-Verhalten ausgewählter Stützen Loadbearing-Behaviour of selected columns

Beton- und Stahlbetonbau 108 (2013), Heft 1

te Dehnung der DMS am Querschnittsrand auf der Zugund Druckseite als Mittelwert des Messpaares ergänzt. Aufgrund des begrenzten Versuchsprogramms ließ sich keine abgesicherte Aussage über den Einfluss der Herstellart treffen. Eine zusätzliche Beobachtung aus den Versuchen identifizierte eine räumliche Inhomogenität im Bauteil. Es zeigte sich, dass das Versagen wider Erwarten nicht immer in Stützenmitte, dem Ort der höchsten Beanspruchung, auftrat. Die mittlere Abweichung vom idealen Versagenspunkt lag +5 cm über Stützenmitte. Die Standardabweichung betrug ±18 cm. Insbesondere aus

Tab. 1

Ergebnisse der Stützenversuche Results of experimental Tests

UHPC 1 Stütze

max. Versuchslast [kN]

Verschiebung Hauptachse [mm]

Verschiebung Nebenachse [mm]

εDMS Zugseite [mm/m]

εDMS Druckseite [mm/m]

535,5 518,6

21,4 22,4

–0,3 –0,5

1,45 0,81

–2,21 –2,16

20 20

552,3 558,6

20,5 20,6

–0,1 –0,5

0,79 1,09

–2,14 –2,18

Exzentrizität

max. Versuchslast [kN]

Verschiebung Hauptachse [mm]

Verschiebung Nebenachse [mm]

εDMS Zugseite [mm/m]

εDMS Druckseite [mm/m]

522,0 610,0

21,8 23,3

0,3 0,4

1,83 1,55

–2,19 –2,34

20 20

562,4 494,4

20,3 19,6

–1,1 3,4

1,77 1,18

–2,21 –2,06

Exzentrizität [mm]

max. Versuchslast [kN]

Verschiebung Hauptachse [mm]

Verschiebung Nebenachse [mm]

εDMS Zugseite [mm/m]

εDMS Druckseite [mm/m]

20 20 10 10

260,5 278,0 407,8 353,7

19,4 19,8 14,8 14,5

–2,0 –2,8 1,4 0,8

1,32 0,11 0,27 0,52

–1,98 –1,85 –1,97 –1,42

Exzentrizität [mm]

max. Versuchslast [kN]

Verschiebung Hauptachse [mm]

Verschiebung Nebenachse [mm]

εDMS Zugseite [mm/m]

εDMS Druckseite [mm/m]

20 20

475,9 413,2

19,9 18,7

0,2 –0,4

0,79 –0,07

–2,69 –1,49

Exzentrizität [mm]

stehend betoniert 1 2

20 20

liegend betoniert 5 6 UHPC 2 Stütze

[mm] stehend betoniert 3 4

20 20

liegend betoniert 7 8 NSC Stütze

9 10 11 12 HSC Stütze

13 14

der großen Standardabweichung ist abzuleiten, dass der Einfluss einer räumlichen Streuung der Bauteileigenschaften im Rahmen der stochastischen Modellierung zu untersuchen ist. In verkürzter Zusammenfassung sind zur Abschätzung der Beeinflussung des Tragverhaltens der Stützen durch die eingesetzten Betonsorten in Bild 2 exemplarisch die Verläufe des Last-Verformungs-Verhaltens (Axialkraft über die Bauteilstauchung εBauteil = sVertikalverformung/lStütze) ausgewählter Stützen unterschiedlicher Betone gegenübergestellt.

erkennbar. Die übrigen drei Bauteile aus HSC bzw. UHPC weisen ein zueinander ähnliches Verhalten auf. Die Darstellung bestätigt die Erwartung des vergleichbaren Tragverhaltens der Bauteile aus HSC und UHPC. Obwohl die Werte der Betonfestigkeiten von HSC und UHPC sehr stark differieren, wird die maximale Tragfähigkeit in vergleichbarer Größenordnung erzielt. Dies unterstützt die Hypothese, dass die Grenztragfähigkeit schlanker Druckglieder mit gleichem Querschnitt von der Steifigkeit des Materials dominiert wird. Die Versuche eigneten sich somit gut zur Validierung eines numerischen Berechnungsmodells, mit dem auch Stabilitätsversagen abgebildet werden soll.

Im Diagramm in Bild 2 ist sehr gut die deutlich geringere Tragfähigkeit des Bauteils aus normalfestem Beton (NSC) Beton- und Stahlbetonbau 108 (2013), Heft 1

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M. Heimann, H. Schmidt, N. Linh Tran, C.-A. Graubner: Reliability of highly stressed UHPC-columns

M. Heimann, H. Schmidt, N. Linh Tran, C.-A. Graubner: Zuverlässigkeit hochbeanspruchter Druckglieder aus UHPC

Ergebnisse begleitender Materialuntersuchungen

Parallel zu den Stützenversuchen wurden Betonfestigkeitsprüfungen der verwendeten Betone an separat hergestellten Prüfkörpern durchgeführt. Die Druckfestigkeiten des UHPC wiesen Serienmittelwerte am Normzylinder zwischen fc,cyl = 156 N/mm² und fc,cyl = 175 N/mm² auf, wobei der Feinkornbeton tendenziell höhere Werte erzielte. Die Werte zeigten eine sehr gute Übereinstimmung mit den Ergebnissen des Ringversuches im Rahmen des SPP 1182 an. In dem bei den numerischen Berechnungen verwendeten Modell für die Betonzugfestigkeit nach QUAST [6] wird dem Zugfestigkeitshöchstwert der Wert der zentrischen Betonzugfestigkeit zugewiesen. Die Grundlage hierzu bildeten Biegezugversuche. Für den 3-Punkt-Biegeversuch erlaubt der Sachstandsbericht „Ultrahochfester Beton“ [7] die Erfassung von Maßstabseffekten aus unterschiedlichen Abmessungen der Prüfkörper durch einen Anpassungsquotienten bei der Umrechnung auf die zentrische Zugfestigkeit. Basierend auf den Empfehlungen von JUNGWIRTH, MUTTONI [8] wurden 3-Punkt-Biegeversuche an Prismen mit den Abmessungen 80/80/320 mm3 durchgeführt und eine analytische Beziehung zwischen der zentrischen Zugfestigkeit und der Druckfestigkeit abgeleitet. Als Ansatz für die Beschreibung des E-Moduls in Abhängigkeit von der Betondruckfestigkeit wurde aus DIN 1045-1 [9] folgende Beziehung gewählt: Ec = αEc · fc(1/3)

(1)

Der Beiwert αEc = 9350 wurde durch eine Auswertung eigener experimenteller Versuchsreihen bestimmt. Die statistische Analyse der Ergebnisse der Prüfungen ergab einen Variationskoeffizienten von VαEc = 4,7 %. Dieses Ergebnis steht im Widerspruch zu den Variationskoeffizienten, die im Zusammenhang mit den Normbetonen NSC und HSC in der Literatur angegeben werden (VαEc = 15 %, vgl. JCSS-PMC [10]). Eine Auswertung zahlreicher E-Modul-Prüfungen an Normbetonen unterschiedlicher Festigkeiten am Institut für Massivbau ergab einen Variationskoeffizienten von VαEc = 7,6 %. Dieser Wert entspricht einer Verringerung gegenüber dem Ansatz im JCSS-PMC [10] um den Faktor 0,5. Der im JCSSPMC [10] angegebene höhere Variationskoeffizient kann in einer grundsätzlichen Streuung der verwendeten, regional unterschiedlichen Zuschläge begründet sein. Vereinfacht wurde im vorliegenden Fall für den E-Modul von UHPC ein Variationskoeffizient von VαEc = 2 · 4,7 % ≈ 10 % in Ansatz gebracht. Detaillierte Angaben zu den formulierten Materialparametern und Betonwerkstofflinien von UHPC können [11] und [12] entnommen werden.

Numerische Modellierung von Stahlbetondruckgliedern

Die Berechnung von Versagenswahrscheinlichkeiten erfordert trotz leistungsfähiger Computer einen sehr hohen 6

Beton- und Stahlbetonbau 108 (2013), Heft 1

Berechnungsaufwand, insbesondere wenn das Tragverhalten ausgeprägt nichtlinear ist. Das im Rahmen des Forschungsprojektes entwickelte Konzept zur Berechnung der Tragfähigkeit sah die Bildung des Gleichgewichts von Einwirkungs- und Widerstandsgröße mit inkrementeller Steigerung der Einwirkung vor. Ausgehend von einer planmäßigen Exzentrizität und einer zunächst sehr klein gewählten Normalkraft erfolgt eine Berechnung des Stabes bis zum Erreichen des Gleichgewichts unter Berücksichtigung der Zusatzbeanspruchungen aus den Auswirkungen der Theorie II. Ordnung. Die Normalkraft wird dann bis zum Erreichen eines Endzustandes gesteigert. Prinzipiell bildet diese Modellierungsform des Berechnungsvorgangs den kraftgesteuerten Versuch im Labor ab. Das Konzept hat sich für stochastische Untersuchungen, bei denen nicht die unmittelbare Widerstandsgröße, sondern primär die Indikation „Versagen“ oder „kein Versagen“ von Bedeutung ist, als vorteilhaft erwiesen. Der Endzustand erfordert dabei nicht die genaue Berechnung der Grenztragfähigkeit des Druckgliedes, was bei Simulationsverfahren eine deutliche Reduzierung der Rechenzeit ermöglichte. Die durchgeführten Versuche dienten, neben der Bestimmung der Materialeigenschaften von UHPC, der Validierung des Rechenprogramms. Ziel der Programmvalidierung war die Überprüfung der Güte der Berechnungsergebnisse der programmierten Software-Applikation STAB bezüglich der implementierten Materialansätze für UHPC. Das im Forschungsprojekt gewählte Modell zur Berücksichtigung der Mitwirkung des Betons auf Zug nach QUAST [6] erfasst die Effekte des Tension-Stiffening durch einen einfachen Parameteransatz für die Betonzugfestigkeit. Dabei wird im Betonzugbereich ein zum Druck analoges Spannungs-Dehnungs-Verhalten mit einem rechnerischen Höchstwert der Betonzugspannung fct,calc = βfct · fctm

(2)

mit zugehöriger Dehnung εctR,calc unterstellt. Das weitere Spannungs-Dehnungs-Verhalten wird über eine Rechteckfunktion abgebildet. Die Kernaufgabe der Programmvalidierung lag in der Festlegung eines geeigneten Wertes für den freien Rechenparameter βfct. Für einen Beiwert βfct = 0,7 wurde dabei eine sehr gute Übereinstimmung mit den Versuchsergebnissen erzielt. Der Wert ist vergleichbar mit den üblichen Ansätzen für NSC (βfct = 0,60–0,65). Im Rahmen der Versuchsnachrechnung waren die Randbedingungen des Versuches zu berücksichtigen. Bei den geometrischen Randbedingungen wurden neben den genauen Bewehrungslagen je betrachteter Stütze auch die genauen Querschnittsabmessungen und somit auch die tatsächlichen Exzentrizitäten modelliert. Unter Beachtung dieser Randbedingungen erfolgte die Nachrechnung der Versuche. Um die Ergebnisse einer Bewertung zuführen zu können, wurde das Verhältnis zwischen experimenteller und numerischer Traglast θ = NTest/Ncalc

(3)

gebildet. Der Wert θ gibt dabei die Modellunsicherheit wieder. Die Auswertung aller Versuchsnachrechnungen ergab einen Mittelwert von θm = 0,97 mit einem Variationskoeffizienten von Vθ = 0,07. Ein statistischer Anpassungstest zeigte, dass der Ansatz einer Normalverteilung zur Beschreibung der Modellunsicherheit angebracht ist. Diese Ergebnisse liegen im Spektrum der im JCSSPMC [10] empfohlenen Werte θm = 1,0 und Vθ = 0,10, welche in den weiteren Untersuchungen zugrunde gelegt wurden.

5 5.1

Untersuchungen zur Zuverlässigkeit schlanker Druckglieder aus UHPC Grundlagen

Die Untersuchungen zur Zuverlässigkeit von Druckgliedern wurden mit dem eigens hierzu entwickelten Programm CORA durchgeführt. Nach Bestimmung des Bemessungswertes der Einwirkungen erfolgte die Berechnung der Versagenswahrscheinlichkeit der Stützensysteme unter Berücksichtigung streuender Eingangsgrößen mittels eines stochastischen Simulationsverfahrens. Hierzu wurde das Adaptive-Importance-Sampling als leistungsfähige Simulationsmethode um den Kern der Stützenberechnung erweitert. Bei dieser Methode wird die Stichprobenfunktion zur Identifikation des kritischen Bemessungspunktes aufgrund der Ergebnisse des vorangestellten Simulationslaufs sukzessive verbessert, was das Konzept der sequentiellen a-priori-Informationsverarbeitung zugrunde legt. Dabei wurde der Fokus auf die Abschätzung der Zuverlässigkeit in Abhängigkeit von der Schlankheit, der Querschnittsart der Stützen und der Lastexzentrizität gelegt. Vor dem Hintergrund nur bedingt hinreichender Erkenntnisse der Materialparameter der Betonzugfestigkeit (Einfluss der Faserorientierung) und insbesondere des E-Moduls wurden spezielle Berechnungen zu diesen Parametern ergänzt. Begleitend zu den Zuverlässigkeitsberechnungen wurden Sensitivitätsanalysen zur Identifikation sensitiver Basisvariablen durchgeführt.

5.2

Bemessung schlanker Stützen

Für eine realitätsnahe Vorhersage des Tragverhaltens schlanker Stahlbetonstützen ist das Gleichgewicht am verformten System (Theorie II. Ordnung) zu bilden. Zur Berücksichtigung der Effekte nach Theorie II. Ordnung erlaubt der NA der DIN EN 1992-1-1 [2] die Bemessung auf Basis der nichtlinearen Schnittgrößenermittlung nach KÖNIG, AHNER [13]. Unter Ansatz der Rechenwerte der Baustoffeigenschaften erfolgte die Ermittlung der Traglast des Druckgliedes Rcalc, woraus sich durch Division mit dem Sicherheitsfaktor 1,3 der normative Bemessungswert Rd ableiten ließ. Mit der nach DIN EN 1990 [14] (Gl. 6.10) normativ beschriebenen Nachweisgleichung wurden unter Ansatz der Teilsicherheitsbeiwerte nach DIN EN 1991-1-1/NA [2] für γQ und γG die Mittelwerte der Einwirkungen ermittelt.

5.3

Festlegung der Basisvariablen

Die Zuverlässigkeit lässt sich als Funktion der Versagenswahrscheinlichkeit beschreiben. Die Versagenswahrscheinlichkeit kann durch statistische Auswertungen empirischer Kenngrößen abgeschätzt werden. Grundsätzlich lassen sich drei Gruppen zufälliger Einflussgrößen auf die Zuverlässigkeit unterscheiden: 1. Statistische Unschärfen, die durch zufällige Prozesse in der Natur gegeben sind 2. Mess- und Datenunschärfen, z. B. durch zeitlich ungenügende Aufzeichnungen 3. Unschärfen der Eigenschaften aus der unzureichenden Modellierung des Objektes Auf Grundlage der Datenbasis des JCSS-PMC [10] wurden die statistischen Kennwerte der Basisvariablen festgelegt. Darüber hinaus wurden die Parameter zu den Materialeigenschaften von UHPC aus den Ergebnissen der experimentellen Untersuchungen bzw. der Untersuchungen des SPP 1182 abgeleitet. Die im Rahmen des Forschungsprojektes angesetzten Basisvariablen sind in der Tab. 2 zusammengefasst.

5.4

Numerische Berechnung der Zuverlässigkeit schlanker Druckglieder aus UHPC

Die wesentlichen Ergebnisse der Zuverlässigkeitsanalysen sind in den Bildern 3 bis 4 dargestellt. Im Hinblick auf eine anschauliche Darstellung der Wichtungsfaktoren α2 wurden die insgesamt zehn streuenden Basisvariablen in die Gruppen der Modellunsicherheiten, der Einwirkungen, des Materialwiderstandes und der geometrischen Größen zusammengefasst. Die Gruppenwichtungsfaktoren können dabei anhand der schwarzen Grenzlinien zwischen den einzelnen Gruppen abgelesen werden. Zusätzlich sind die Gewichte der einzelnen Basisvariablen, sowohl für alle Wichtungsfaktoren als auch in ausgewählten Fällen für die Gruppe der Materialwiderstände, in Form von Flächendiagrammen hinterlegt. Durch diese Darstellung lässt sich der vorherrschende Versagensmechanismus leicht erkennen. Die Berechnung der in Bild 3 dargestellten Zuverlässigkeitsindizes β für Druckglieder aus normalfestem Beton C30 und hochfestem Beton C80 in Abhängigkeit von der Schlankheit für die bezogene Kopfausmitte e/h = 0,1 lässt eine gleichmäßige Degradation des Zuverlässigkeitsniveaus erkennen. Dies bestätigt die Erkenntnisse aus den Zuverlässigkeitsuntersuchungen an schlanken Druckgliedern von SCHMIDT, SIX [1]. Im Fall von UHPC2 ist dagegen für eine gegebene Lastexzentrizität e/h = 0,1 bereits bei mäßigen Schlankheiten ein Einbruch der Zuverlässigkeit zu verzeichnen. Dies führt zu einer Unterschreitung des Zielzuverlässigkeitsniveaus von βZiel,1a = 4,1 für den Grenzzustand der Tragfähigkeit bei einem Bezugszeitraum von 1 Jahr (vgl. [11]).

Beton- und Stahlbetonbau 108 (2013), Heft 1

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M. Heimann, H. Schmidt, N. Linh Tran, C.-A. Graubner: Reliability of highly stressed UHPC-columns

Beton- und Stahlbetonbau 108 (2013), Heft 1

veränderliche Einwirkungen

ds h d tx c

fy fu εy εu Εs

fc εc1 εcu Ec αEc m k n fct αct

ständige Einwirkungen

Einwirkungen

Modellunsicherheit

Modellunschärfe

Bewehrungsdurchmesser Querschnittshöhe Querschnittsdurchmesser Querschnittswandstärke Betondeckung

Geometrie

Stahlstreckgrenze Stahlbruchgrenze Streckdehnung Stahlbruchgrenze Elastizitätsmodul Arbeitslinie

Stahl

Betondruckfestigkeit Betonhöchstwertdehnung Betonbruchpunkt Elastizitätsmodul Elastizitätsmodul Faktor Anpassungsparameter Plastizitätszahl Exponent Arbeitslinie Betonzugfestigkeit Beiwert Betonzugfestigkeit Arbeitslinie

UHPC (Mittelwerte für C150)

Variable

Gm = Gk =

1 ⋅ Gk 1,746

Rd Qk γG + ⋅γ Gk Q

deterministisch

– – – – –

fyk·1,10 fy·1,05 fy/Es deterministisch deterministisch trilinear

fck·(1+0,06·1,645) –0,000126 · fc(2/3) εc1·2,305 αEc·fc(1/3) deterministisch deterministisch m·Ec·εc1/fc deterministisch αct·fc(2/3) deterministisch σc = fc·(k·η–ηn)/(1+(k–2)·η)

Bestimmung

Basisvariablen der Zuverlässigkeitsuntersuchungen Basic variables for the Reliability Analysis

Eigenschaft

Tab. 2

Gumbel

Normal

Normal Normal Normal Normal Normal

Log-Normal

Verteilungstyp

1,00

dsm hm dm tx,m cnom

550 578 0,00275 0,02500 200.000

164,8 –0,00379 –0,00874 51.260 9.350 1,078 1,271 1,88 13,5 0,45

Mittelwert

[m]

[kN]

[mm]

[mm] [m] [m] [m] [m]

[N/mm²] [N/mm²] [–] [–] [N/mm²]

[N/mm²] [–] [–] [N/mm²] [–] [–] [–] [–] [N/mm²] [–]

Einheit

–

– 0,005 0,005 0,005 0,005

33,0 – – – –

– – – 2.510 – – – – 2,0 –

Std.abweichung

0,40

0,10

0,02 – – – –

0,06 – – – –

0,06 – 0,326 – 0,049 – – – – 0,15

Var.koeffizient

gem. JCSS-PMC(2003)

gem. JCSS-PMC(2003) gem. JCSS-PMC(2003) gem. JCSS-PMC(2003) gem. JCSS-PMC(2003) gem. JCSS-PMC(2003)

gem. EC-2 gem. EC-2 & JCSS-PMC(2003) gem. EC-2 gem. EC-2 gem. EC-2

Auswertung aus Versuchen Auswertung aus Versuchen Auswertung aus Versuchen Auswertung aus Versuchen Auswertung aus Versuchen Auswertung aus Versuchen Berechnung aus m, fc, εc1, αEc Auswertung aus Versuchen Korrelation zu αct Auswertung aus Versuchen

Bemerkungen

M. Heimann, H. Schmidt, N. Linh Tran, C.-A. Graubner: Zuverlässigkeit hochbeanspruchter Druckglieder aus UHPC

Bild 3

Zuverlässigkeit für einen kleinen Querschnitt in Abhängigkeit von der Schlankheit und der Lastexzentrizität Results of the Reliability Analysis on slender columns with a small cross-section

Bild 4

Zuverlässigkeit für verschiedene Querschnitte in Abhängigkeit von der Schlankheit und der Lastexzentrizität Results of the Reliability Analysis on slender columns with different cross-section

Für größere Lastexzentrizitäten fällt dieser Rückgang zunehmend gemäßigter aus, wobei sich bei Lastexzentrizitäten von e/h ≥ 0,5 ein gleichmäßiges Zuverlässigkeitsniveau einstellt. Für die beiden Grenzbereiche e/h = 0,1 und e/h = 2,0 ist für diese Zuverlässigkeitsberechnung das Ergebnis der Sensivitätsstudie dargestellt. Anhand der Wichtungsfaktoren der Gruppen in Bild 3 ist zu erkennen, dass bei einem geringen Anteil von veränderlichen Lasten an der Gesamtlast (Qk/Gk = 0,25) der Einfluss der Widerstands- und Geometrievariablen im Mittel 20 %, der Modellunsicherheiten 45 % und der Lastvariablen etwa 35 % beträgt. Das in Bild 3 hinterlegte Flächendiagramm mit den Wichtungsfaktoren der einzelnen Widerstandsvariablen (Material und Geometrie) zeigt für Ausmitten e/h = 0,1 erwartungsgemäß für kleine Schlankheiten einen großen Einfluss der Betondruckfestigkeit fc am Versagen. Bei größerer Schlankheit, bei der sich der Einbruch der Zuverlässigkeit einstellt, überwiegt dagegen deutlich

der Einfluss des Elastizitätsmoduls des Betons. Bei großen Lastexzentrizitäten (e/h = 2,0) ist dagegen unabhängig von der Schlankheit eine klare Dominanz der Betonzugfestigkeit unter Berücksichtigung der Faserwirkung im UHPC zu erkennen. Aus diesen Sachverhalten ist der Schluss zu ziehen, dass bei großen Schlankheiten und kleinen Ausmitten das Stabililtätsversagen des Druckgliedes maßgebend wird. Das Versagen wird von den Material- und Querschnittssteifigkeiten bestimmt. Im Fall großer Ausmitten führt die Einwirkung dagegen zu einem klassischen Biegeversagen. Rückschlüsse auf die Abgrenzung sinnvoller Anwendungsbereiche erlauben die in Bild 4 dargestellten Ergebnisse konventioneller und innovativer Stützensysteme. Auf Grundlage der Ergebnisse aus der Betrachtung der Schlankheit wurde hier die Berechnung auf die als kritische Ausmitte identifizierte Lastexzentrizität von Beton- und Stahlbetonbau 108 (2013), Heft 1

FACHTHEMA ARTICLE

M. Heimann, H. Schmidt, N. Linh Tran, C.-A. Graubner: Reliability of highly stressed UHPC-columns

M. Heimann, H. Schmidt, N. Linh Tran, C.-A. Graubner: Zuverlässigkeit hochbeanspruchter Druckglieder aus UHPC

Bild 5

Entwicklung der Zuverlässigkeit bei Variation der Materialwerte von Beton-E-Modul und Betonzugfestigkeit und Ergebnisse der Zuverlässigkeitsberechnung unter Ansatz eines räumlichen Zufallsfeldes Development of the Reliability level by taking into account a different Variation for the UHPC-E-Modulus and the UHPC-tensile strength and Results of the Reliability Analysis applying the Random-Field-Method

e/h = 0,1 reduziert. Dem Bild 3 kann entnommen werden, dass die Anwendung des Bemessungskonzeptes nach DIN EN 1992-1-1/NA [12] auf UHPC-Stützen mit Kreisquerschnitt einen Einbruch der Zuverlässigkeit unter das geforderte Zielniveau bewirkt. Wesentlich effizienter gestaltet sich dagegen der Einsatz von Hohlkörperdruckgliedern. Gegenüber den Stützen mit Vollquerschnitt ist hier ein deutlich abgeschwächter Rückgang der Zuverlässigkeit zu verzeichnen. Bedingt durch das günstigere Verhältnis zwischen Material- und Querschnittssteifigkeit verbleibt der Wert der Tragwerkszuverlässigkeit auch bei großer Schlankheit λ über dem normativ anzustrebenden Mindestwert des Zuverlässigkeitsindex von βlim = 4,1. Eine komplementäre Entwicklung der Zuverlässigkeit ist bei großer Lastexzentrizität zu erkennen. Hier weisen die Stützen mit Vollquerschnitt gegenüber den Hohlkörperstützen ein stabiles Zuverlässigkeitsniveau auf. Das positive Potenzial der UHPC-Hohlkörperstützen wird darüber hinaus im Vergleich zu denen aus NSC deutlich. Bei den NSC-Stützen mit Kreishohlquerschnitt wird das Versagen nahezu ausschließlich durch die Modellunschärfe und die Einwirkungen bestimmt. Ihre großen Streuungen bedingen ein niedriges Zuverlässigkeitsniveau. Bei größerer Schlankheit tritt dagegen zunehmend Systemversagen auf, was insgesamt die Streuung des Tragwiderstandes verringert und dadurch einen Anstieg der Zuverlässigkeit bewirkt. 10

Beton- und Stahlbetonbau 108 (2013), Heft 1

Für die Festlegung der Basisvariablen konnte bei dem Materialparameter zur Bestimmung des E-Moduls nicht auf eine gesicherte Datenbasis zurückgegriffen werden, da die Eigenschaften des E-Moduls bei UHPC nicht explizit im Rahmen des SPP 1182 untersucht wurden. Aus diesem Grund wurden neben dem eigenen, versuchstechnisch abgesicherten Ansatz auch Betrachtungen der Zuverlässigkeit anderer Ansätze (vergleiche TUE et al. [15], MC-2010 [16] und DAfStb Heft 561 [7]) vorgenommen. Bild 5 zeigt für die Vollquerschnitte die Entwicklung der Zuverlässigkeit bei Variation des E-Modul-Beiwertes αEc. Aufgetragen ist die Zuverlässigkeit für einen Variationskoeffizienten von VαEc = 0,1 und VαEc = 0,2. Die Ansätze nach KLEISER [17] berücksichtigen darüber hinaus die Wirkung einer ungünstigen bzw. günstigen Faserausrichtung. Es ist ersichtlich, dass das Zuverlässigkeitsniveau signifikant vom zugrunde gelegten Ansatz abhängt. Die Faserausrichtung kann neben der Beeinflussung der Mittelwerte der einzelnen Parameter auch eine Veränderung des jeweiligen Variationskoeffizienten bewirken. Aus diesem Grund ist zur Abschätzung eines solchen Effektes die Zuverlässigkeit für verschiedene Variationskoeffizienten Vαct angegebenen worden (Bild 5 oben rechts). Der Rückgang des Zuverlässigkeitsniveaus ist bei diesen Randbedingungen bei den Hohlstützen besonders ausgeprägt.

Bei dem den Untersuchungen zugrunde liegenden Berechnungsmodell wurde immer unterstellt, dass die Materialeigenschaften an jeder Stelle des Druckgliedes gleich sind. Für eine wirklichkeitsnähere Abbildung der Verteilung der Materialeigenschaften innerhalb des Bauteils wurde als Tastrechnung der Ansatz eines geometrischen Zufallsfeldes (Random-Field) gewählt. Grundlage des Modells zur Erfassung der räumlichen Streuung ist die Korrelationsfunktion. fct,i = fct,(i–1) · ραct + (1–ραct²)0,5 · Yi

(4)

Hierin gibt fct,i den Wert der Betonzugfestigkeit im Stabelement i an. Die Variable fct,(i-1) ist der Wert des entsprechenden Nachbarelements. Der Parameter ραct ist der von der Stablänge abhängige Korrelationsbeiwert und Yi eine normalverteilte Zufallsgröße. Da es keine abgesicherte Datenbasis zum räumlichen Streuungsverhalten bei faserbewehrten UHPC-Stützen gibt, wurde für Yi die gleiche Streuung wie für die Grundgesamtheit der Betonzugfestigkeit angesetzt (vgl. Tab. 2). Für die Festlegung eines geeigneten Korrelationsbeiwertes liegen ebenfalls keine Untersuchungsergebnisse vor, welche die Angabe einer versuchstechnisch belegten Korrelationsfunktion erlauben. Entsprechend wurde die Untersuchung als Parameterstudie angelegt. In Bild 5 (unten rechts) zeigen die Ergebnisse, dass bei kleinem Querschnitt die volle Korrelation mit ραct = 1,0 günstige Werte liefert. Für Korrelationskoeffizienten von ραct < 1,0 stellen sich hingegen niedrigere Zuverlässigkeitswerte ein. Eine detailliertere stochastische Modellierung unter Ansatz einer räumlichen Korrelation ausgewählter Parameter erscheint insbesondere bei faserbewehrten Bauteilen daher ratsam.

Resümee und Ausblick

Der Einsatz ultrahochfester Betone erlaubt eine Erweiterung des Anwendungsbereichs bisher üblicher und bewährter Massivbaukonstruktionen. Zur Identifizierung sinnvoller Anwendungsbereiche von UHPC wurde daher die Tragwerkszuverlässigkeit schlanker Stützen aus UHPC untersucht. Auf Grundlage verfügbarer Forschungsergebnisse zu UHPC wurden hierzu zunächst geeignete Materialmodelle hergeleitet und das Tragverhalten von Druckgliedern aus UHPC durch Versuche be-

stimmt. Die Erkenntnisse der experimentellen Untersuchungen bildeten im Weiteren die Grundlage der numerischen Modellierung. Die Zuverlässigkeits- und Sensitivitätsstudien führten zu der Erkenntnis, dass bei großer Schlankheit und kleiner Ausmitte das Stabilitätsversagen des Druckgliedes maßgebend wird, was einen Einbruch der Tragwerkszuverlässigkeit bedingt. Durch die Erweiterung der Zuverlässigkeitsbetrachtungen auf Hohlkörperstützen konnte durch das günstigere Verhältnis zwischen Material- und Querschnittssteifigkeit das höhere Zuverlässigkeitsniveau derartiger innovativer Stützensysteme für kleine Lastexzentrizitäten aufgezeigt werden. Bei großen Ausmitten ist dagegen, bezogen auf die Schlankheit, mit einer stabilen Zuverlässigkeit zu rechnen. Darüber hinaus wurde ein Defizit im Kenntnisstand der Materialeigenschaften von UHPC für die geeignete Modellierung des E-Moduls festgestellt. Vor dem Hintergrund der aus den Untersuchungsergebnissen abgeleiteten erheblichen Bedeutung dieses Materialparameters ist es zu empfehlen, die vorhandene Wissenslücke durch weitere Forschungsaktivitäten zu schließen. Wie weiterhin gezeigt werden konnte, weisen die Effekte der Faserausrichtung einen signifikanten Einfluss auf die Materialparameter des E-Moduls und der Betonzugfestigkeit und damit auch auf die Zuverlässigkeit von UHPC-Stützen auf. Die Erweiterung der stochastischen Modellierung durch Zufallsfelder zur Erfassung der räumlichen Veränderung der Materialeigenschaften eröffnet demgegenüber eine präzisere Abschätzung des Zuverlässigkeitsniveaus schlanker Stützen. Die Erforschung der räumlichen Verteilung der Materialeigenschaften von UHPC steht noch aus. Um die positive Entwicklung des Anwendungsbereichs von UHPC weiter zu fördern, sollte die zukünftige Forschung auch die Zuverlässigkeitsoptimierung unbewehrter UHPC-Druckglieder in den Fokus stellen. Unter Beachtung der geforderten Zuverlässigkeit der Tragstruktur eröffnet dies der Baupraxis die Umsetzung neuartiger Herstellungsmethoden, wie das Extrudierverfahren von Hohlstützen. Darüber hinaus sehen die Autoren, neben dem Aspekt des ressourcenschonenden Materialeinsatzes, das spannende Innovationspotenzial einer bauteilintegrierten Installations- und Raumlufttechnik.

Literatur [1] SCHMIDT, H.; SIX, M.: Probabilistische Modellierung hochfester Stahlbetonstützen in Hochhäusern. Beton- und Stahlbetonbau 102 (2007), Heft 12, S. 859–868. [2] DIN EN 1992-1-1/NA (2011): Eurocode 2: Bemessung und Konstruktion von Stahlbeton- und Spannbetontragwerken – Teil 1-1: Allgemeine Bemessungsregeln und Regeln für den Hochbau – Nationaler Anhang – National festgelegte Parameter. Nationaler Anhang DIN EN 1992-1-1/NA:201101, DIN Deutsches Institut für Normung, Beuth Verlag GmbH, Berlin, 2011.

[3] KORDINA, K.: Knicksicherheitsnachweis ausmittig belasteter Druckglieder. Beton- und Stahlbetonbau 59 (1964), Heft 8, S.181–190. [4] MEHMEL, A.; SCHWARZ, H.; K ASPAREK, K.-H.; MAKOVI, J.: Tragverhalten ausmittig beanspruchter Stahlbetondruckglieder. DAfStb. Heft 204, Ernst & Sohn Verlag, Berlin, 1969. [5] SCHWUCHOW, R.: Probabilistische Zuverlässigkeits- und Sensivitätsanalysen für schlanke Stahlbetonstützen auf Basis der Quasi-Monte Carlo Methode. Dissertation TU Cottbus, Cottbus, 2009.

Beton- und Stahlbetonbau 108 (2013), Heft 1

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[6] QUAST, U.: Programmgesteuerte Berechnung beliebiger Massivbauquerschnitte unter zweiachsiger Biegung mit Längskraft. In: DAfStb Heft 415, Beuth Verlag GmbH, Berlin, 1990. [7] DAfStb Heft 561: Sachstandsbericht Ultrahochfester Beton. Deutscher Ausschuss für Stahlbeton – Heft 561, Beuth Verlag GmbH, Berlin, 2008. [8] JUNGWIRTH, J.; MUTTONI, A.: Versuche zum Tragverhalten von ultrahochfestem Beton – Teil I Materialversuche. Bericht 00.02.R3, École Polytechnique Fédérale de Lausanne, Institut de structures – Construction en béton, Lausanne, 2004. [9] DIN 1045-1 (2008): Tragwerke aus Beton, Stahlbeton und Spannbeton – Teil 1: Bemessung und Konstruktion. DIN 1045-1:2008-08, Deutsches Institut für Normung, Beuth Verlag GmbH, Berlin, 2008. [10] JCSS-PMC (2003): Probabilistic Model Code Part I-III. Joint Committee on Structural Safety (JCSS), Zürich, 2003. [11] HEIMANN, M.; SCHMIDT, H.; GRAUBNER, C.-A.: Probabilistic Modelling of UHPC Slender Columns. In: Ultra-High Performance Concrete and Nanotechnology in Construction (HIPERMAT), ISBN: 978-3-86219-264-9, Kassel University Press GmbH, Kassel 2012. [12] HEIMANN, M.: Reliability of highly stressed UHPC slender columns. In: Proceedings of the 9th fib international PHD symposium in civil engineering, S.145-165, Hrsg: MÜLLER; HAIST; ACOSTA, ISBN: 978-3-86644-858-2, KIT Scientific Publishing, Karlsruhe, 2012. [13] KÖNIG, G.; AHNER, C.: Sicherheits- und Nachweiskonzept der nichtlinearen Berechnung im Stahl- und Spannbetonbau. In: Sicherheit und Risiko im Bauwesen – Grundlagen der praktischen Anwendung, TU Darmstadt, Darmstadt, 2000. [14] DIN EN 1990 (2010): Eurocode 0: Grundlagen der Tragwerksplanung. DIN EN 1990:2002 + A1:2005 A1:2005/ AC:2010, DIN Deutsches Institut für Normung, Beuth Verlag GmbH, Berlin, 2010. [15] TUE, N.; DEHN, F.; SCHNEIDER, H.; MA, J.; ORGASS, M.; SCHENCK, G.; KÜCHLER, M.: Das Verbundrohr als Innovationsmotor für hybrides Bauen. Forschungsbericht, Universität Leipzig, Bau- und Wirtschaftsingenieurwesen, Leipzig, 2004.

[16] MC-2010 (2010): CEB-FIP: Model Code 2010. März, 2010, International Federation for Structural Concrete (fib), Lausanne, 2010. [17] KLEISER, K.: Zum Tragmechanismus von Stahlfaserbeton. Berichte Konstruktiver Ingenieurbau, Heft 42, Vulkan Verlag, Essen, 1984.

Autoren

Dipl.-Ing. Martin Heimann Technische Universität Darmstadt Institut für Massivbau Petersenstraße 12 64287 Darmstadt heimann@massivbau.tu-darmstadt.de

Dr.-Ing. Holger Schmidt BERNHARDT Ingenieure GmbH Birkenweg 9 64295 Darmstadt schmidt@bernhardt-ingenieure.de

Dr.-Ing. Ngoc Linh Tran Technische Universität Darmstadt Institut für Massivbau Petersenstraße 12 64287 Darmstadt tran@massivbau.tu-darmstadt.de

Prof. Dr.-Ing. Carl-Alexander Graubner Technische Universität Darmstadt Institut für Massivbau Petersenstraße 12 64287 Darmstadt graubner@massivbau.tu-darmstadt.de

Wolfram Schmidt, Henricus Jozef Hubertus Brouwers, Hans-Carsten Kühne, Birgit Meng

FACHTHEMA

Optimierung der Robustheit von selbstverdichtendem Beton gegenüber Temperatureinflüssen Selbstverdichtender Beton verhält sich unter Temperatureinfluss anders als Normalbeton, da die Rheologie neben der fortschreitenden Hydratation zusätzlich durch die von der Zeit und dem Hydratationsfortschritt abhängige Adsorption von Fließmitteln beeinflusst wird. Anhand rheometrischer Betonversuche an SVB unterschiedlicher Entwurfskonzepte mit variierter anionischer Ladungsdichte im Fließmittel wird verdeutlicht, dass mehlkornreiche SVB bei niedrigen Temperaturen sehr robust sind, während bei hohen Temperaturen mehlkornärmere Entwürfe zu bevorzugen sind. Darüber hinaus wird gezeigt, wie sich unterschiedliche Fließmittelmodifikationen in bestimmten Temperaturbereichen verhalten. Anhand des Wasser-FeststoffVerhältnisses und des Adsorptionsverhaltens von Fließmitteln werden die maßgeblichen Prozesse erläutert und Möglichkeiten für die Entwicklung robuster Mischungen für individuelle Temperaturbereiche aufgeführt.

Robustness optimisation of self-compacting concrete regarding temperature effects Regarding the temperature dependent performance, self-compacting concrete (SCC) distinguishes from normal concrete, since its rheology does not only depend upon the hydration itself but supplementary upon the adsorption of superplasticizers, which is affected by the time and the hydration progress. Based on rheometric concrete investigations with different SCC mixture compositions and varied anionic charge densities of the superplasticizers, it is shown that SCC, which is rich in powder components, shows robust performance at low temperatures, while compositions with lower powder contents are favourable at high temperatures. Furthermore, the performance of different superplasticizer modifications at different temperature ranges is demonstrated. The relevant processes are explained by means of the water to powder ratio as well as the adsorption behaviour of superplasticizers, and options for the development of robust mixture compositions for individual temperature ranges are itemised.

geschränkt auf selbstverdichtenden Beton übertragbar sind.

Einleitung

Damit selbstverdichtender Beton (SVB) als Transportbeton oder als Baustellenbeton eingesetzt werden kann, muss dieser eine hohe Robustheit gegenüber Einflüssen aus den Umgebungsbedingungen aufweisen. Robustheit wird zumeist als Stabilität des Systems gegenüber Variationen in Qualität und Quantität der Betonkomponenten verstanden oder als die Fähigkeit, menschliche oder prozesstechnische Unsicherheiten abzufedern [1 bis 5]. Allerdings kommt auf der Baustelle der Aspekt tageszeitlich und saisonal schwankender Temperaturen erschwerend hinzu. Die Stabilität der Eigenschaften von SVB unter veränderlichen Temperaturen bei ansonsten gleichbleibenden Einflussgrößen wurde bisher kaum systematisch untersucht. Die Fließeigenschaften von SVB werden durch eine Reihe von Faktoren bestimmt. Hierzu zählen Art, Menge und Zusammensetzung der Gesteinskörnung, das Wasser-Feststoff-Verhältnis des Bindemittelleims sowie die Wechselwirkungen zwischen Bindemittelkomponenten und polymeren Zusatzmitteln. Als polymere Zusatzmittel kommen für SVB üblicherweise Fließmittel auf Basis von Polycarboxylatethern (PCE) zum Einsatz. Die üblicherweise in hohen Mengen zugegebenen Fließmittel führen dazu, dass sich SVB und Normalbeton in ihrem temperaturabhängigen Verhalten deutlich voneinander unterscheiden und Erfahrungen aus dem Normalbeton nur ein-

Wirkungsweise von PCE und Einfluss der Ladungsdichte

Im Hinblick auf das Verhalten von SVB bei wechselnden Temperaturen spielt die Interaktion zwischen PCE und Zementhydratation eine wichtige Rolle. Die Verflüssigung des Bindemittels erfolgt aufgrund der Adsorption von Fließmittelmolekülen an den Oberflächen der Zementklinkerphasen und frühen Hydratationsprodukte [6, 7]. Diese Moleküle bestehen aus einer negativ geladenen Hauptkette und einer Vielzahl von Seitenketten zur sterischen Abstoßung der Partikel und Oberflächen. Die negativ geladenen Hauptketten adsorbieren an positiven Ladungsplätzen der Partikeloberflächen. Hierdurch lagern sie sich gerade in der Anfangsphase verstärkt an C3A und Ettringit an [8]. Allerdings konkurrieren die Fließmittelpolymere dabei mit Sulfationen aus dem Erstarrungsregler und Alkalisulfaten aus dem Klinker [9, 10], sodass die Moleküle nicht immer unmittelbar adsorbieren können. Zusätzliche zeitliche Einflüsse bilden im Verlauf der frühen Hydratation entstehende Reaktionsprodukte, die neue Adsorptionsflächen zur Verfügung stellen. Von diesen wirkt sich Ettringit am stärksten auf die Adsorption aus, da es ein hohes positives Zetapotential aufweist und große Adsorptionsflächen anbietet [8].

FACHTHEMA ARTICLE

DOI: 10.1002/best.201200051

W. Schmidt, H. J. H. Brouwers, H.-C. Kühne, B. Meng: Optimierung der Robustheit von selbstverdichtendem Beton gegenüber Temperatureinflüssen

aber über den zeitlichen Verlauf der Hydratation statt, sobald neue Adsorptionsflächen aufwachsen [8]. Der Hydratationsfortschritt und die Ladungsdichte des PCE stellen also den entscheidenden Einflussfaktor dar, der bestimmt, zu welchem Zeitpunkt welche Menge an Fließmitteln effektiv wirkt. Hieraus ergibt sich der wesentliche Unterschied zwischen Normalbeton und SVB im Hinblick auf die Leistungseigenschaften bei verschiedenen Temperaturen.

3 Bild 1

Konkurrenz zwischen PCE-Molekülen und Sulfationen bei der Adsorption und zeitversetzte Adsorption durch die Entstehung von Ettringit Competitions for adsorption spaces between PCE molecules and sulphate ions and time-delayed adsorption due to ettringite formation

Der zeitliche Verlauf der Interaktion von Fließmitteln mit der Zementhydratation wird schematisch in Bild 1 dargestellt. Je höher die anionische Ladungsdichte des Polymers ist, umso stärker ist seine Neigung, zu adsorbieren. Je niedriger sie ist, umso langsamer findet Adsorption statt, dafür können aber bei Adsorptionsgleichgewicht mehr Polymere adsorbieren. Sobald ein temporäres Adsorptionsgleichgewicht erreicht ist, findet zunächst keine weitere Adsorption statt. Hierdurch bedingt, verbleibt ein signifikanter Anteil an Polymeren bei hohen Fließmitteldosierungen – wie im Falle von SVB – zunächst unwirksam in der Porenlösung. Weitere Adsorption findet dann

Unterschied zwischen Normalbeton und SVB

Im Normalbeton beeinflusst die Umgebungstemperatur die Betontemperatur, welche in der Folge den Hydratationsfortschritt entweder beschleunigt oder verlangsamt. Eine Beschleunigung bei hohen Temperaturen wirkt ansteifend, eine Verzögerung bei niedrigen Temperaturen verlängert die Verarbeitbarkeit. Dieser Zusammenhang ist auch dann gültig, wenn Fließmittel in geringen Mengen im Beton enthalten sind. Sind allerdings, wie im Falle von SVB, erhebliche Mengen an Fließmitteln erforderlich, überlagern sich teilweise gegensätzliche Effekte des Hydratationsfortschritts mit Effekten aus der hieraus bedingten Adsorption von PCE. Während eine beschleunigte Hydratation das Bindemittel grundsätzlich ansteifen lässt, führt die schnellere Bildung von Ettringit auch zu vermehrter Adsorption von PCE, was wiederum eine starke Verflüssigung zur Folge hat. Eine Verzögerung bei niedrigen Temperaturen verhindert einerseits grundsätz-

Bild 2

Schematische Darstellung des unterschiedlichen Einflusses der Temperatur auf Normalbeton und auf SVB Flow chart of the different influences of temperature on normal concrete and SCC

Beton- und Stahlbetonbau 108 (2013), Heft 1

lich frühe morphologische Veränderungen der Bindemittelpartikel, welche die Verarbeitbarkeit reduzieren. Andererseits entstehen gleichsam Reaktionsprodukte nur in geringen Mengen oder verzögert, sodass nicht ausreichend Adsorptionsflächen für die PCE verfügbar sind. Dies wiederum verringert die Verflüssigungswirkung des Fließmittels. Bild 2 stellt diesen Zusammenhang sowie den Unterschied zum Normalbeton schematisch dar.

Forschungsbedarf

Inwieweit veränderliche Temperaturen auf einen SVB verflüssigend oder ansteifend wirken, hängt also nicht nur wie beim Normalbeton vom fortschreitenden Hydratationsverlauf ab, sondern auch von dessen Einfluss auf die Adsorption von Polymeren. Hierdurch erklären sich auch Berichte über unterschiedliche Auswirkungen veränderlicher Temperaturen auf das Verhalten von SVB. YAMADA et al. berichten von einer Abnahme der Fließfähigkeit von Zementleimen bei niedrigen Temperaturen, während hohe Temperaturen zu einer zeitlich versetzten Abnahme der Fließfähigkeit führen [11]. Bei GOLASZEWSKI und CYGAN kann abweichend davon von einer Zunahme der Fließfähigkeit von Zementleimen gegenüber dem Verhalten bei einer Vergleichstemperatur von 20 °C sowohl bei niedrigen als auch bei hohen Temperaturen beobachtet werden [12]. P ETIT et al. zeigen anhand von Mikromörteln, dass unterhalb einer mischungsabhängigen Grenztemperatur ein Abfall der Fließgrenze beobachtet werden kann [13]. Berücksichtigt man die von YAMADA et al. [11] dargestellte, temperaturbedingt unterschiedliche Löslichkeit von Sulfaten sowie den bei P LANK et al. dargestellten Wettbewerb der PCE mit den Sulfationen um Adsorptionsflächen [9] sowie die von SCHOBER und F LATT [7] berichtete wesentliche Abhängigkeit des Fließverhaltens von der Menge an adsorbierten Polymeren, wird ersichtlich, dass die Ladungsdichte des Polymers das Temperaturverhalten des Bindemittelleims wesentlich beeinflussen muss. Nur wenige Studien zeigen Ergebnisse des Temperaturverhaltens von SVB anhand von Betonversuchen. Aus Versuchen von GOLASZEWSKI und CYGAN [12] geht hervor, dass erhöhte Temperaturen zum Verlust der Verarbeitbarkeit führten, während niedrige Temperaturen eine Verbesserung herbeiführen konnten. SCHMIDT und KÜHTab. 1

berichten davon abweichend von einem Verlust der Verarbeitbarkeit bei niedrigen Temperaturen und einer starken anfänglichen Entmischungsneigung bei hohen Temperaturen [14]. Die untersuchten Mischungen unterscheiden sich insbesondere in ihrem Wasser-Feststoff-Verhältnis im Leim. Während die von GOLASZEWSKI und CYGAN [12] untersuchten Betone hohe Bindemittelvolumina mit großem Mehlkorngehalt aufwiesen, war das Bindemittelvolumen bei SCHMIDT und KÜHNE [14] vergleichsweise gering. In SCHMIDT et al. [15] werden anhand von Mischungsentwürfen des Mehlkorntyps und des Stabilisierertyps große Unterschiede im Temperaturverhalten beider Entwurfstypen aufgeführt. Neben dem Einfluss der Hydratation und der Fließmittelmodifikation muss entsprechend der Einfluss des Betonentwurfstyps berücksichtigt werden. Anhand der dargestellten Versuche an unterschiedlichen Mischungsentwurfstypen und unter Verwendung von Fließmitteln mit unterschiedlicher Ladungsdichte werden die auftretenden Effekte in unterschiedlichen Temperaturbereichen erläutert, und es werden Entscheidungskriterien für eine robuste Betonage von SVB für spezifische Temperaturbereiche aufgeführt. NE

Versuchsaufbau und Spezifikationen

Für die Versuche wurden zwei charakteristisch unterschiedliche Basisrezepturen entwickelt (Tab. 1). Hierbei handelt es sich um einen SVB mit hohem Mehlkorngehalt, dessen Stabilität auf einem niedrigen Wasser-Mehlkorn-Verhältnis basiert (Mehlkorntyp) sowie um einen SVB mit gegenüber Normalbeton nur leicht erhöhtem Mehlkorngehalt, der ein höheres Wasser-Mehlkorn-Verhältnis aufweist (Stabilisierertyp). Beide Mischungen enthalten modifizierte Kartoffelstärke als Stabilisierer, wobei dessen Anteil im Mehlkorntyp vernachlässigbar gering ausfällt, während dem Stabilisierertyp vergleichsweise hohe Mengen zugegeben werden müssen. Variationen der in Tab. 1 dargestellten Basisrezepturen ergaben sich durch Verwendung unterschiedlicher Fließmittel. Die verwendeten PCE weisen eine gleiche Hauptkette, aber unterschiedliche Seitenkettenanordnungen auf, sodass die Polymere durch unterschiedliche anionische Ladungsdichten charakterisiert werden können. Die Zugabemenge eines jeden PCE wurde jeweils so dosiert, dass sich bei 20 °C zum Zeitpunkt 30 Minuten nach Mischende ein Setzfließmaß zwischen 650 und 700 mm

Grundrezepturen der Mischungsentwürfe Basic compositions of the mix design types

Mischungsentwurf Mixture composition

Mehlkorntyp Powder type

Stabilisierertyp Stabilising agent type

Zement/Cement Kalksteinmehl/Limestone filler Wasser/Water Sand/Sand (0,1–4,0 mm) Gesteinskörnung/Aggregates (4,0–16,0 mm)

310 kg/m³ 250 kg/m³ 175 kg/m³ 808 kg/m³ 791 kg/m³

350 kg/m³ 130 kg/m³ 175 kg/m³ 848 kg/m³ 831 kg/m³

Beton- und Stahlbetonbau 108 (2013), Heft 1

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W. Schmidt, H. J. H. Brouwers, H.-C. Kühne, B. Meng: Robustness optimisation of self-compacting concrete regarding temperature effects

W. Schmidt, H. J. H. Brouwers, H.-C. Kühne, B. Meng: Optimierung der Robustheit von selbstverdichtendem Beton gegenüber Temperatureinflüssen Tab. 2

Zusatzmittelcharakteristik und Dosierungen Admixture characteristics and dosages

PCE

Code

PCE1 PCE2 1

Mehlkorntyp Powder type Ladungsdichte Charge density

Niedrig/low Hoch/high

Stabilisierertyp Stabilising agent type

PCE Feststoff PCE solids

M.-%1

M.-%2

M.-%1

M.-%2

0,62 0,38

0,035 0,035

0,68 0,44

0,24 0,24

bezogen auf Zement/related to cement; 2 bezogen auf Wasser/related to water

ergab. Einen Überblick über die Charakteristika der Zusatzmittel und die individuellen Dosierungen liefert Tab. 2. Die PCE-spezifischen Dosierungen wurden bei allen Temperaturen konstant gehalten. Rheometrische Untersuchungen am Beton wurden mithilfe eines CONTEC-Rheometer-4SCC durchgeführt. Das mobile Betonrheometer erlaubt es, anhand der gemessenen Stromstärke über definiert veränderte Drehzahlen unter der Annahme BINGHAM’schen Fließverhaltens qualitative Informationen über die Fließgrenze (G-Yield) und die Viskosität (H-Viscosity) zu gewinnen [3]. Vorlagerung der Rohstoffe, Mischen und Versuchsablauf wurden in einer Klimakammer bei jeweiliger Beobachtungstemperatur durchgeführt. Für die Beobachtung der zeitlichen Entwicklung der Verarbeitbarkeit wurden die Messungen direkt nach dem Mischen sowie 30, 60 und 90 Minuten nach Mischende durchgeführt. Die Probekörper für die Druckfestigkeitsuntersuchungen (15 × 15 × 15 cm³) wurden nach 30 Minuten hergestellt und bei individueller Untersuchungstemperatur abge-

deckt gelagert. Im Anschluss an die rheologischen Messungen zum Zeitpunkt 90 Minuten nach Mischende wurden die Probekörper abgedeckt bei 20 °C gelagert. Nach 24 Stunden wurden sie ausgeschalt und bis zur Prüfung bei 21 °C unter Wasser gelagert. Die Prüfungen erfolgten entsprechend DIN EN 12390-2 (2001).

Versuchsergebnisse

Die in den Bildern 3 und 4 dargestellten G-Yield-Werte liefern qualitative Aussagen über den Verlauf der Fließgrenze über die Zeit. Steigende Werte bedeuten einen Anstieg der Fließgrenze, also eine Reduktion des Setzfließmaßes. Zur Verdeutlichung der Ergebnisse sei angemerkt, dass die Betone mit G-Yield-Werten größer als 2 000 mA keinerlei selbstverdichtende Eigenschaften mehr aufwiesen. SVB mit Werten bis etwa 1 500 mA waren gut verarbeitbar. Für die mehlkornreichen SVB ergaben sich abhängig vom verwendeten Fließmittelpolymer deutliche Unter-

Bild 3

G-Yield-Werte der Mehlkorn-SVB bei unterschiedlichen Temperaturen für PCE mit unterschiedlicher Lagerungsdichte G-Yield values at different temperatures for powder type SCCs with differently charged PCEs

Beton- und Stahlbetonbau 108 (2013), Heft 1

schiede im Temperaturverhalten (Bild 3). Während unter Verwendung des niedrig geladenen Polymers weder ein deutlicher Einfluss der Zeit noch des verwendeten Polymers über den Beobachtungszeitraum zu erkennen ist, können für das hoch geladene Polymer spezifische Einflüsse erkannt werden. Während die anfänglich niedrige Fließgrenze bei 5 °C über den gesamten Beobachtungszeitraum aufrecht erhalten werden kann, findet bei 20 °C ein Ansteifen über die Zeit statt, sodass gute Verarbeitungseigenschaften lediglich über einen Zeitraum von 60 Minuten erhalten bleiben. Bei 30 °C liegt die Fließgrenze bereits nach dem Mischen höher als bei den geringeren Temperaturen. Darüber hinaus steigt sie mit der Zeit sehr schnell an, sodass bereits nach 30 Minuten keinerlei selbstverdichtende Eigenschaften mehr vorliegen und der Beton zu späteren Zeitpunkten bereits zu steif für weitere Messungen ist. Ein anderes Bild ergibt sich für die Mischungen der SVB des Stabilisierertyps (Bild 4). Im Gegensatz zu den Mehlkornmischungen zeigen hier die SVB mit niedrig geladenem Polymer deutliche Temperaturabhängigkeiten. Bei 20 °C bleibt die anfängliche Fließgrenze weitgehend konstant, bei 30 °C liegt sie höher, nähert sich aber mit leicht fallender Tendenz mit der Zeit dem Verlauf der Kurve bei 20 °C an. Bei 5 °C allerdings liegt der G-Yield-Wert bereits anfänglich deutlich über den Werten bei 20 °C und 30 °C und steigt kontinuierlich an. Selbstverdichtende Verarbeitungseigenschaften sind für diese Temperatur-FließmittelKombination zu keinem Zeitpunkt gegeben. Ein deutlich geringerer Temperatureinfluss kann unter Verwendung des hoch geladenen Polymers beobachtet werden. Bei allen Temperaturen findet ein stetiger Anstieg der Fließgrenze mit der Zeit statt. Zwischen 5 °C und 20 °C kann kein signifikanter Unterschied ausge-

Bild 4

macht werden, die Verarbeitungseigenschaften bleiben über den gesamten Beobachtungszeitraum gut. Bei 30 °C ist der zeitabhängige Anstieg der Fließgrenze deutlich ausgeprägter, sodass nach 60 und 90 Minuten keine selbstverdichtenden Eigenschaften mehr vorliegen. Allerdings bleibt die Fließgrenze deutlich niedriger als beim vergleichbaren Mehlkorntyp.

7 7.1

Ergebnisdiskussion Einfluss des Wasser-Mehlkorn-Verhältnisses

Beide Entwurfstypen verhalten sich bei 20 °C in Abhängigkeit vom verwendeten Fließmittel sehr ähnlich. Erwartungsgemäß hält das niedrig geladene Polymer die Konsistenz über einen langen Zeitraum an, während das hoch geladene Polymer zunächst besser verflüssigt, dann aber zu einem schnelleren Ansteifen führt. Bei der Temperatur, auf die die Betone abgestimmt wurden, kann also kein signifikanter Unterschied zwischen Mehlkorntyp und Stabilisierertyp ausgemacht werden. Weicht die Umgebungstemperatur aber von der Temperatur ab, auf die die SVB abgestimmt wurden, wird deutlich, dass eine einfache Beschreibung des temperaturabhängigen Verhaltens von SVB nicht möglich ist. Eine Differenzierung zwischen mehlkornreichen und mehlkornarmen SVB ist notwendig, da diese unterschiedliche WasserMehlkorn-Verhältnisse besitzen. Mehlkorn-SVB haben üblicherweise ein Wasser-FeststoffVerhältnis, welches nahe am minimalen Wasseranspruch des Bindemittelgemischs liegt. Hierdurch liegen sehr eng gepackte Partikel im Zementleim vor. Im Laufe der Hydratation stattfindende morphologische Veränderungen der Partikel wirken sich direkt auf deren wechselseitige

G-Yield-Werte der Stabilisierer-SVB bei unterschiedlichen Temperaturen für PCE mit unterschiedlicher Lagerungsdichte G-Yield values at different temperatures for stabilising agent type SCCs with differently charged PCEs

Beton- und Stahlbetonbau 108 (2013), Heft 1

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W. Schmidt, H. J. H. Brouwers, H.-C. Kühne, B. Meng: Robustness optimisation of self-compacting concrete regarding temperature effects

W. Schmidt, H. J. H. Brouwers, H.-C. Kühne, B. Meng: Optimierung der Robustheit von selbstverdichtendem Beton gegenüber Temperatureinflüssen

Beweglichkeit aus. Vergrößert sich die Partikeloberfläche, behindern sich die Partikel gegenseitig. Die Rheologie eines SVB des Stabilisierertyps wird viel stärker von der flüssigen Phase zwischen den Partikeln bestimmt. Die Abstände der Partikel – entmischungsfreies Fließen vorausgesetzt – sind vergleichsweise groß, sodass morphologische Veränderungen eines Partikels sich weniger stark auf die Beweglichkeit eines benachbarten Partikels auswirken. Bei 5 °C zeigt der Mehlkorntyp unabhängig vom Fließmittel sehr gute Fließeigenschaften über einen sehr langen Zeitraum. Der Stabilisierertyp besitzt hingegen nur unter Verwendung des hoch geladenen Polymers gute Fließeigenschaften. Mit dem niedrig geladenen Polymer kann keine Fließfähigkeit erreicht werden. Bild 5

Zeitliche Veränderung der Partikelinteraktionen bei hohen Temperaturen in Abhängigkeit von der Lagerungsdichte eines PCE Time dependent evolution of the particle interactions at high temperatures depending upon the charge density of the PCE

Bild 6

Zeitliche Veränderung der Partikelinteraktionen bei niedrigen Temperaturen in Abhängigkeit von der Lagerungsdichte eines PCE Time dependent evolution of the particle interactions at low temperatures depending upon the charge density of the PCE

Bei 30 °C ergibt sich ein umgekehrtes Bild. Der Stabilisierertyp funktioniert unabhängig vom PCE deutlich stabiler als der Mehlkorntyp. Es ist zwar unter Verwendung des hoch geladenen Polymers ein Ansteifen zu erkennen, dies fällt aber deutlich geringer aus als beim Mehlkorntyp, der bereits nach sehr kurzer Zeit nicht mehr verarbeitbar ist.

7.2

Einfluss der PCE-Adsorption

Berücksichtigt man den signifikanten Unterschied im Wasser-Feststoff-Verhältnis sowie den zuvor geschilderten Einfluss der Ladungsdichte des PCE auf das zeitliche Adsorptionsverhalten, lassen sich die kombinierten Effekte modellhaft darstellen, wodurch sich nachvollziehen lässt, warum gerade bei hohen Temperaturen der Mehlkorntyp und hoch geladenes PCE sowie bei niedrigen Temperaturen Stabilisierertyp und niedrig geladenes PCE ungünstige Kombinationen darstellen. Fließmittel mit hoher Ladungsdichte adsorbieren nach Zugabe sehr schnell und sorgen für eine schnelle Verflüssigung. Die bei hohen Temperaturen sehr schnell fortschreitende Hydratation lässt auf der Oberfläche der Partikel sehr schnell AFm, AFt und Hydratphasen aufwachsen, welche einerseits die sterische Wirkung der bereits adsorbierten PCE minimieren, andererseits die Beweglichkeit der Partikel aufgrund der dichten Packung reduzieren (Bild 5). Wird unter gleichen Umgebungsbedingungen ein niedrig geladenes Polymer verwendet, bleibt zunächst ein größerer Teil der PCE ohne Effekt auf die Verflüssigung in Lösung. Mit fortschreitender Hydratation können diese zunächst nicht adsorbierten Polymere zeitversetzt adsorbieren und somit der morphologisch bedingten Immobilisierung der Partikel entgegenwirken (Bild 5).

7.3

Bei niedrigen Temperaturen gelten zunächst die gleichen Regelmäßigkeiten. Hoch geladene Polymere adsorbieren sehr schnell in hoher Menge und führen folglich zu einer guten Anfangsverflüssigung (Bild 6). Niedrig geladene Polymere verbleiben zunächst teilweise wirkungslos in der Porenlösung. Bei niedrigen Temperaturen findet die Hy-

Die Folgen einer ungünstigen Kombination aus Fließmittelmodifikation und Mischungsentwurfstyp werden anhand der in den Bildern 7 und 8 dargestellten Ergebnisse der Druckfestigkeitsmessungen nach 28 Tagen sichtbar.

Beton- und Stahlbetonbau 108 (2013), Heft 1

dratation allerdings deutlich verlangsamt statt, sodass keine oder nur wenige zusätzliche Adsorptionsflächen über die Zeit aufwachsen und die nicht adsorbierten Polymere auch über die Zeit keine Wirkung entfalten können. Hierdurch können die Partikel beim Fließen nicht effektiv stabilisiert werden, sodass sie sich gegenseitig behindern.

Auswirkungen rheologisch ungünstiger Mischungsparameter auf die Festbetoneigenschaften

Unabhängig von der Verarbeitungstemperatur und der PCE-Modifikation weisen die Druckfestigkeiten aller Mischungen nur sehr geringe Schwankungen auf. Ausnahmen bilden lediglich die zuvor als rheologisch ungünstig identifizierten Mischungen. Dies ist bei niedriger Temperatur der Stabilisierertyp in Kombination mit einem niedrig geladenen PCE und bei hoher Temperatur der Mehlkorntyp zusammen mit einem hoch geladenen PCE. Die schlechte Verarbeitbarkeit dieser Mischungen führte zu mangelnder Verdichtung und somit letztendlich zu deutlich reduzierten Druckfestigkeiten.

7.4 Bild 7

Einfluss unterschiedlicher Temperaturen und PCE auf die 28d-Druckfestigkeit von SVB des Mehlkorntyps Influence of different temperatures and PCEs on the 28d compressive strength of powder type SCC

Auswahlparameter für robuste SVB bei veränderlichen Temperaturen

Tab. 3 liefert einen qualitativen Überblick über die betrachteten SVB-Modifikationen. Es ist erkennbar, dass prinzipiell beide Entwurfstypen für jede untersuchte Temperatur in Frage kommen. Allerdings muss bei Verwendung eines Stabilisierertyp-SVB in niedrigen Temperaturen ein hoch geladenes PCE eingesetzt werden, während bei Verwendung eines Mehlkorn-SVB in hohen Temperaturen ein niedrig geladenes PCE eingesetzt werden sollte. Eine individuelle Anpassung an die klimatischen Rahmenbedingungen durch flexible Wahl der PCE-Modifikation ist allerdings in der Praxis häufig nicht möglich, oder dem Anwender ist nicht bekannt, welche Adsorptionseigenschaften das vorgesehene PCE überhaupt aufweist. Unter diesem Gesichtspunkt ist es möglicherweise von Interesse, einen Beton zu verwenden, der möglichst robust gegen Einflüsse der PCE-Modifikation ist. Bei niedrigen Temperaturen weist in diesem Falle der Mehlkorntyp eine hohe Robustheit auf, während der Stabilisierertyp bei hohen Temperaturen deutlich weniger sensibel auf unterschiedliche PCE-Modifikationen reagiert.

Bild 8

Einfluss unterschiedlicher Temperaturen und PCE auf die 28d-Druckfestigkeit von SVB des Stabilisierertyps Influence of different temperatures and PCEs on the 28d compressive strength of stabilising agent type SCC

Tab. 3

Beobachtungen zum Einfluss des Mischungsentwurfs und der Fließmittelmodifikation Observations regarding the influence of the mixture composition and the superplasticizer modification

Ladungsdichte des PCEs Charge density of PCE

Stabilisierertyp Stabilising agent type

Mehlkorntyp Powder type

Problemfeld Problem field

Niedrig Low

Hoch High

Keine Fließfähigkeit, niedrige Festigkeiten Poor flow, low strength

Lange Verarbeitungszeit

PCE-Abhängigkeit

Good flow retention

PCE dependency

20 °C

Lange Verarbeitungszeit Good flow retention

–

30 °C

Lange Verarbeitungszeit Good flow retention

Mittlere Verarbeitungszeit Medium flow retention

–

5 °C

Lange Verarbeitungszeit Good flow retention

–

20 °C

Lange Verarbeitungszeit Good flow retention

Mittlere Verarbeitungszeit Medium flow retention

–

30 °C

Lange Verarbeitungszeit

Konsistenzverlust, niedrige Festigkeiten Poor flow retention, low strength

PCE-Abhängigkeit

5 °C

Good flow retention

PCE dependency

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Zusammenfassung und Ausblick

Mithilfe rheometrischer Methoden wurden Untersuchungen zum Einfluss der Umgebungstemperatur auf die Verarbeitungseigenschaften von SVB durchgeführt. Hierbei wurden zwei charakteristisch unterschiedliche Mischungsentwürfe für selbstverdichtende Betone sowie zwei in der Höhe ihrer anionischen Ladungsdichte unterschiedliche Fließmittel auf Basis von Polycarboxylatether kombiniert und systematisch variiert. Die Untersuchungen bestätigen, dass eine einfache Übertragung der Kenntnisse des Temperaturverhaltens von Normalbeton auf SVB nicht möglich ist, da die Wechselwirkung zwischen Zementhydratation und Fließmitteladsorption das temperaturabhängige Verhalten deutlich beeinflusst. Aus den dargestellten Versuchen können folgende Schlüsse gezogen werden: – Bei der Charakterisierung des temperaturbedingten Verhaltens von SVB ist eine Unterscheidung zwischen Mischungen mit hohem und niedrigem Wasser-Mehlkorn-Verhältnis im Bindemittel notwendig. – Die Verarbeitungseigenschaften von SVB des Mehlkorntyps wurden bei 30 °C sehr stark von der Ladungsdichte des PCE geprägt. Während die Verarbeitungseigenschaften mit einem niedrig geladenen PCE sehr gut waren, verlor der SVB mit hoch geladenem PCE sehr schnell an Konsistenz. Hoch geladene PCE adsorbieren sehr früh. Die beschleunigte Hydratation reduziert deren Wirkung rapide, sodass morphologische Veränderungen auf den Partikeloberflächen, die die Beweglichkeit der Partikel reduzieren, nicht mehr ausgeglichen werden können. Niedrig geladene PCE adsorbieren verzögert und können somit die Partikel länger auf Abstand halten. – Bei niedrigen Temperaturen hingen die Frischbetoneigenschaften der SVB des Stabilisierertyps sehr stark von der Ladungsdichte des PCE ab. Während PCE mit hoher Ladungsdichte gute Verarbeitungseigenschaften hervorbringen kann, führt PCE mit niedriger Ladungsdichte zum Verlust der Fließeigenschaften. Infolge der verlangsamten Hydratation werden nur wenige Adsorptionsflächen ausgebildet. Fließmittel mit niedriger Ladungsdichte werden verdrängt und können sich auch mit der Zeit nicht anlagern, um die Partikel zu stabilisieren.

– Infolge der Beobachtungen und der Erklärungsmodelle konnten günstige und ungünstige Kombinationen aus Mischungsentwurf, PCE-Modifikation und Umgebungstemperatur plausibel aufgeführt und Entscheidungskriterien für die Generierung einer hohen Robustheit in unterschiedlichen Temperaturbereichen generiert werden. – Sind unterschiedliche Fließmittelmodifikationen vorhanden und deren Eigenschaften bekannt, kann auf Schwankungen in der Umgebungstemperatur flexibel reagiert werden, indem bei niedrigen Temperaturen ein PCE mit hoher Ladungsdichte gewählt wird und bei hohen Temperaturen entsprechend ein PCE mit niedriger Ladungsdichte. – Sind die PCE-Eigenschaften nicht bekannt oder kann das PCE nicht variiert werden, kann der Mischungsentwurf den Umgebungstemperaturen angepasst werden. Bei hohen Temperaturen verhält sich ein Stabilisierertyp robuster als ein Mehlkorntyp, bei niedrigen Temperaturen sollte ein Mehlkorntyp gewählt werden. Mischungsentwurf und Zusatzmittelwahl stellen die wesentliche Einflussgröße für veränderliche Verarbeitungseigenschaften von SVB bei unterschiedlichen Temperaturen dar. Allerdings spielen neben der Zusatzmittel-Zement-Interaktion weitere Faktoren, wie z. B. Zusatzstoffe und stabilisierende Zusatzmittel eine Rolle, indem sie die hier dargestellten Effekte möglicherweise vermindern oder verstärken. An dieser Stelle wird auf diese Effekte nicht weiter eingegangen, es sei aber auf weitere Publikationen der Autoren zu diesem Themenbereich hingewiesen [15 bis 17]. In der Praxis liegen dem Anwender die maßgeblichen Materialeigenschaften häufig nicht vor. Die in dieser Arbeit entwickelte modellhafte Darstellung der Interaktionen trägt zum Verständnis einiger temperaturbedingter Effekte bei. Für die Entwicklung robuster Betone für veränderliche Temperaturen oder spezielle Temperaturbereiche ist daher – aufbauend auf den Darstellungen dieser Arbeit – ein stufenweises Entwurfskonzept in Kombination mit schnell anwendbaren Prüfverfahren zur Bestimmung der Zement-Zusatzmittel-Interaktionen erforderlich, das Gegenstand zukünftiger Forschungsarbeiten an der BAM sein wird.

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Beton- und Stahlbetonbau 108 (2013), Heft 1

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Autoren

Dipl.-Ing. Wolfram Schmidt BAM Bundesanstalt für Materialforschung und -prüfung Unter den Eichen 87 12205 Berlin wolfram.schmidt@bam.de

prof.dr.ir. Henricus Jozef Hubertus Brouwers Eindhoven University of Technology Department of the Built Environment P.O. Box 513 – Vertigo 6.10 5600 MB Eindhoven, The Netherlands jos.brouwers@tue.nl

Dr.-Ing. Hans-Carsten Kühne hans-carsten.kuehne@bam.de

Dir. und Prof. Dr. rer. nat. Birgit Meng birgit.meng@bam.de

BAM Bundesanstalt für Materialforschung und -prüfung Unter den Eichen 87 12205 Berlin

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W. Schmidt, H. J. H. Brouwers, H.-C. Kühne, B. Meng: Robustness optimisation of self-compacting concrete regarding temperature effects

DOI: 10.1002/best.201200038

FACHTHEMA

Till Büttner, Michael Raupach

Dauerhaftigkeit polymergetränkter AR-Glas-Bewehrungen in Beton – Materialauswahl und Lebensdauerprognose Die bei Textilbetonbauteilen üblicherweise zum Einsatz kommenden Bewehrungen bestehen entweder aus Carbon oder AR-Glas. Aufgrund des Preises und der Verfügbarkeit am Markt hat AR-Glas gegenüber Carbon im Bereich des Neubaus allerdings eine deutlich größere Verbreitung am Markt. Trotz der chemischen Modifikation zur Verbesserung der Alkalibeständigkeit von AR-Gläsern gegenüber E-Glas kann bei AR-Gläsern ein nennenswerter Festigkeitsverlust infolge der Alkalität des Betons innerhalb der üblichen Lebensdauer eines Bauwerks festgestellt werden. Eine Möglichkeit, den langfristigen Festigkeitsverlust zu reduzieren, ist der Aufbau einer Diffusionsbarriere um die einzelnen Rovings durch eine polymere Tränkung. Im Rahmen der vorliegenden Veröffentlichung werden mögliche Tränkungsmaterialien sowie die Auswirkungen dieser auf die Dauerhaftigkeit der textilen Bewehrungen anhand von Versuchen bewertet. Weiterhin werden ein Modell zur Prognose des langfristigen Festigkeitsverlustes polymermodifizierter Bewehrungen sowie Ergebnisse von Parameterstudien vorgestellt.

Durability of polymer-impregnated AR-glass in textile reinforced concrete – material selection and long-term predictions Textile reinforced concrete (TRC) represents a new and innovative building material, in which the reinforced is made out of technical textiles. Technical textiles are made out of AR-glass or carbon. Even when glass is considered to be alkali-resistant (AR), the AR-glass reinforcement shows a certain loss of tensile strength over the live time of a building member. This loss of strength is mainly caused by an alkaline attack of the glass network due to the high alkalinity of the pore solution of concrete. Due to the requirements of the load-bearing capacity as well as the handling during the production of TRC building members, the reinforcement structures used meanwhile are mainly impregnated with polymers. Depending on the type of polymer, the polymer-impregnation cannot only increase the load-bearing capacity but can also decrease the loss of strength of AR-glass due to a build-up of a diffusion barrier around the reinforcement. In this paper different polymers, which can be used to impregnate the reinforcement, as well as their influence on the durability are presented. In addition a model, which can be used to predict the long term loss of strength of polymer-impregnated AR-glass is presented. Besides the model, results of parameter studies are shown.

tigkeitsuntersuchungen in den 1970er Jahren in England zurück, die zum Ziel hatten, Glas chemisch so zu verändern, dass eine ausreichende Stabilität des Glasnetzwerkes in einem alkalischen Medium, wie z. B. Beton, erzielt wird.

Einleitung

Der Werkstoff Textilbeton (Englisch: Textile Reinforced Concrete; TRC) ist ein innovativer Werkstoff, mit dem dünnwandige und hochbelastbare Bauteile in Sichtbetonqualität realisiert werden können. Im Rahmen des Sonderforschungsbereichs SFB 532 wurde der Werkstoff Textilbeton umfassend untersucht. So wurden die Grundlagen für den Entwurf, die Konstruktion sowie die Bemessung dieses innovativen Werkstoffes entwickelt [1, 2]. Neben der Schaffung von wissenschaftlichen Grundlagen wurden zahlreiche Anwendungsprojekte basierend auf den Forschungsergebnissen aus dem SFB 532 realisiert. Ein Beispiel für die Anwendung von TRC ist die 2010 realisierte textilbewehrte, in Längsrichtung vorgespannte Fußgängerbrücke in Albstadt-Lautlingen, die in ihrer Schlankheit und geringen Aufbauhöhe als Betonkonstruktion bisher einzigartig ist [3, 4], Bild 1. Bei der Anwendung und der Auswahl von geeigneten textilen Bewehrungen für Textilbetonanwendungen ist neben der Handhabbarkeit während der Herstellung und der maximalen Tragfähigkeit auch die Dauerhaftigkeit relevant. Die Entwicklung von AR-Glas geht auf Dauerhaf22

Die Ursache für den Festigkeitsverlust der AR-Glas-Bewehrung ist auch 40 Jahre nach der Entwicklung des Materials ein aktuelles Forschungsthema. In der Literatur wird generell zwischen zwei unterschiedlichen Ansätzen unterschieden: i) mechanische Schädigung des Glases, z. B. durch eine Verdichtung der Betonmatrix um den Glasroving und ggf. ein Eindrücken von Hydrationsprodukten in die Glasoberfläche [5 bis 7] und ii) ein chemischer Angriff des Glases durch die in der Betonporenlösung enthaltenen Alkalien [8 bis 11]. Basierend auf international durchgeführten sowie eigenen Forschungsarbeiten kann mittlerweile allerdings davon ausgegangen werden, dass dieser Festigkeitsverlust im Wesentlichen auf einen chemischen Angriff des Glases durch die in der Betonporenlösung enthaltenen Alkalien zurückzuführen ist [12, 13]. Dieser chemische Angriff führt zu der Bildung von Korrosionskerben in den einzelnen Glasfilamenten, die zu einer Reduktion der Zugfestigkeit der einzelnen Fi-

tion des pH-Wertes in der Umgebung der Bewehrung ist z. B. in [14] sowie infolge des Absenkens des Wassergehaltes u. a. in [15] erläutert.

Bild 1

Textilbewehrte Brücke in Albstadt-Lautlingen – Ansicht der Brücke bei Nacht [3, 4] Textile reinforced brige in Albstadt-Lautlingen – night view [3, 4]

lamente führen. Da Glas ein spröder Werkstoff ist, reichen im Vergleich zu dem Durchmesser der Filamente – 14 bis 27 μm – kleine Fehlstellen mit einer Tiefe von mehreren 10 nm aus, um die Zugfestigkeit der Filamente deutlich zu reduzieren [9]. Basierend auf der Tatsache, dass die Reduktion der Zugfestigkeit der Filamente im Wesentlichen infolge eines alkalischen Angriffs auf das Glasnetzwerk erfolgt, ergeben sich mehrere Möglichkeiten, eine Reduktion des Festigkeitsverlustes der textilen Bewehrungen zu erzielen:

Der Schutz der Bewehrung vor dem Zutritt von Alkalien kann u. a. durch eine polymere Tränkung der Bewehrung erfolgen. Als Tränkungspolymere können sowohl wässrige Dispersionen als auch reaktive Systeme verwendet werden. Als wässrige Dispersionen werden in der Regel Styrol-Butadien-Latex-Dispersionen (SBR-Dispersionen) verwendet, als reaktive Systeme üblicherweise Epoxidharze. Diese haben gegenüber SBR-Dispersionen den Vorteil, dass die Tragfähigkeit der Bewehrung signifikant gesteigert werden kann und die Zugfestigkeit der polymergetränkten AR-Glas-Bewehrung nahezu die Filamentzugfestigkeit erreicht. Die bei der Tränkung mit Epoxidharzen entstehenden Bewehrungsstrukturen haben im Wesentlichen die gleiche Erscheinung wie ungetränktes AR-Glas, unterscheiden sich allerdings deutlich von kommerziell verfügbaren GfK-Bewehrungen (Bild 2). Aufgrund der genannten Vorteile gegenüber SBR-Dispersionen werden im Nachfolgenden ausschließlich Epoxidharze als Tränkungspolymer betrachtet. Allerdings muss auch bei polymergetränkten Bewehrungen davon ausgegangen werden, dass die AR-Glas-Bewehrung nicht vollständig vom Zutritt von Alkalien isoliert wird und es so zu einem langfristigen Festigkeitsverlust der AR-Glas-Filamente kommt. Um diesen in Abhängigkeit vom verwendeten Bewehrungsmaterial sowie von der Exposition berechnen zu können, wurde von den Autoren ein Prognosemodell für die Berechnung des langfristigen Festigkeitsverlustes polymergetränkter Bewehrungen entwickelt.

– Reduktion des pH-Wertes in der Umgebung der Bewehrung, – Schutz der Bewehrung vor dem Zutritt von Alkalien, – Absenken des Wassergehaltes im Beton, bis die Ionenleitfähigkeit auf ein unschädliches Maß reduziert ist.

In der vorliegenden Veröffentlichung wird nur auf die Auswirkung einer Tränkung der Bewehrung auf die Dauerhaftigkeit der AR-Glas-Bewehrung eingegangen. Die Erhöhung der Dauerhaftigkeit infolge einer lokalen Reduk-

Die Modellierung der AR-Glaskorrosion von polymermodifizierten AR-Glas-Bewehrungen erfolgt mithilfe von labortechnisch bestimmten Material- sowie Expositions-

Bild 2

Grundlagen für die Modellierung des langfristigen Festigkeitsverlustes getränkter Bewehrungen

Links: AR-Glas-Roving (2400 tex) sowie epoxidharzgetränktes Textil aus AR-Glas (Maschenweite 7,2 mm) – rechts: kommerziell verfügbare GFRP-Bewehrung Left: AR-glass roving (2400 tex) and epoxy impregnated AR-glass textile (mesh width: 7.2 mm) – right: commercially available GFRP reinforcement

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T. Büttner, M. Raupach: Durability of polymer-impregnated AR-glass in textile reinforced concrete – material selection and long-term predictions

T. Büttner, M. Raupach: Dauerhaftigkeit polymergetränkter AR-Glas-Bewehrungen in Beton – Materialauswahl und Lebensdauerprognose

Bild 3

BETON

dFil

dEP dFil

BETON

dEP

Modell

Realität

Links: Schematische Darstellung der Filamentanordnung in einem runden Roving; rechts: Idealisierung der Filamentanordnung in einem runden Roving gemäß Schalenmodell [13] Left: schematic drawing of the filament location in a round roving; right: idealization of the filament locations according to the hull model [13]

kennwerten unter Berücksichtigung der folgenden Annahmen:

gangen, dass es auf der gesamten Bewehrungslänge zu einem Angriff auf das AR-Glas durch die Porenlösung kommt.

– Die getränkten Bewehrungen weisen eine defektfreie Tränkung auf, d. h. der Transport von Wasser sowie Alkalien zum Glas erfolgt ausschließlich über Diffusion. – Infolge der polymeren Tränkung wird der maßgebende Schädigungsmechanismus des Glases (Reduktion der Zugfestigkeit infolge der Bildung von Korrosionskerben) nicht wesentlich verändert, und eine Reduktion der Zugfestigkeit ist auch bei polymergetränkten AR-Gläsern auf einen alkalischen Angriff und die Bildung von Korrosionskerben zurückzuführen. – Das verwendete Tränkungsharz ist hydrolysestabil, d. h. es kommt zu keiner Zerstörung des Laminates/ der getränkten Bewehrung infolge einer Verseifung des Harzes. – Aus dem Tränkungsharz werden keine das Glas angreifenden Stoffe gelöst und zu der Glasoberfläche transportiert. – Die gewählte geometrische Idealisierung des Rovings ist unabhängig von dem Fasergehalt der polymergetränkten Bewehrung, und der Fasergehalt findet ausschließlich Berücksichtigung bei der Berechnung des Diffusionskoeffizienten des faserverstärkten Polymers aus den experimentell ermittelten Materialkennwerten. – Die Modellierung des langfristigen Festigkeitsverlustes geht von einem ungerissenen Querschnitt, wie er häufig bei Textilbetonanwendungen aufgrund der Anforderungen an die Sichtbetonqualität vorliegt, aus. Unter Berücksichtigung üblicher Teilsicherheitsbeiwerte kann davon ausgegangen werden, dass die Bewehrung maximal mit ca. 20 % – 30 % der Bruchlast belastet ist und damit die Belastung unterhalb der Dauerstandsgrenze von Glas liegt [16, 17].

Die Berechnung des ideellen Radius r0 eines Rovings für das entwickelte Schalenmodell erfolgt basierend auf der durchschnittlichen Anzahl der Filamente pro Roving, die auf n diskrete Schalen der Dicke eines einzelnen Filamentes (dFil ) aufgeteilt werden. Unter Berücksichtigung einer z. B. 10 μm starken Reinharzschicht auf der Außenseite eines jeden Rovings infolge des Tränkungsprozesses ergibt sich bei einem 2400 tex AR-Glas-Roving ein ideeller Gesamtradius von 604 μm mit insgesamt 21 Schalen. Dies entspricht einer Gesamtquerschnittsfläche von 1,14 mm2. Der ideelle Gesamtradius wird im Rahmen der Modellierung nicht an unterschiedliche Fasergehalte angepasst, sondern unterschiedliche Fasergehalte werden ausschließlich bei der Berechnung des Diffusionskoeffizienten berücksichtigt.

Im Rahmen des nachfolgend vorgestellten Modellierungsansatzes wird ferner ausschließlich ein Ausschnitt eines polymergetränkten Rovings betrachtet und davon ausge-

Die Berechnung der Reduktion der Tragfähigkeit infolge der Glaskorrosion und der damit verbundenen Bildung von Korrosionskerben erfolgt basierend auf dem Schalen-

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Basierend auf der typischen Ausbildung getränkter ARGlas-Rovings wird im Rahmen der Modellierung zunächst ein exakt runder Roving betrachtet. Die Idealisierung des Querschnittes erfolgt in einen kreisförmigen Querschnitt mit einem ideellen Radius r0. Dieser Querschnitt wird in n diskrete Schalen unterteilt, deren Dicke zunächst dem Durchmesser eines Filaments (dFil) entspricht. Zusätzlich zu dem faserverstärkten Bereich wird eine reine Harzschicht als äußerste Schicht mit in die Idealisierung einbezogen (Bild 3). Ein ähnliches Schalenmodell wurde von CHUDOBA et al. entwickelt, wobei dieses Modell der Modellierung der Tragfähigkeit getränkter Bewehrungen dient und sogenannte „Interface“-Schichten zwischen dem Beton und der Bewehrung sowie innerhalb der einzelnen Filamentschichten enthält [18], die im Rahmen der Modellierung der Dauerhaftigkeit nicht erforderlich sind.

Diffusionsfront

∆A n

Diffusionsfront zum Zeitpunkt t 1 säq Bild 4

∆A

∆ Arel, t

Schematisches Nomogramm für die Bestimmung des resultierenden Flächenverlustes ΔArel aus der Diffusionsfront zum Zeitpunkt t sowie der daraus resultierenden Anzahl an ausgefallenen Schalen n [13] Schematic drawing of the relation between the number of lost hulls (n) calculated with the diffusion model with respect to the depth of ingress (seq) and the resulting loss of cross-sectional area (ΔArel,t) [13]

modell durch die Abbildung des sukzessiven Ausfalls einzelner Schalen von außen nach innen. Im Zuge der Modellierung wird allerdings nicht der Korrosionsprozess einzelner Glasfilamente betrachtet, sondern der Ausfall der Schalen. Dies bedeutet, dass eine Reduzierung des tragenden Querschnittes der polymergetränkten AR-GlasBewehrung um eine Schale erfolgt, sobald die das Glas angreifende Porenlösung eine Grenzkonzentration CGrenz an der Innenseite einer faserverstärkten Schale überschritten hat. Diese Grenzkonzentration an Porenlösung in dem Polymer ist eine Materialkonstante des in der Bewehrung enthaltenen Glases und muss im Rahmen der Modellkalibrierung bestimmt werden. Die Berechnung des Tiefenprofils des in die getränkte Bewehrung eindiffundierenden Wassers sowie der in Wasser gelösten Stoffe erfolgt als eindimensionaler radialer Diffusionsprozess für einen im Betrachtungszeitraum konstanten Diffusionskoeffizienten unter Berücksichtigung der F ICKschen Diffusionsgesetze. Die grundlegende Gleichung zur Berechnung einer Konzentration am Ort x zum Zeitpunkt t lautet wie folgt: C(x, t) = C0 ·

erfc x

(1)

2 Dt

mit: C0 Ausgangskonzentration x Ortskoordinate D Diffusionskoeffizient t Zeit Das Bild 4 stellt schematisch den Zusammenhang zwischen der Diffusionsfront zum Zeitpunkt t sowie dem Flächenverlust dar. Unter Berücksichtigung des Bewehrungstraganteils nach abgeschlossener Rissbildung kann davon ausgegangen werden, dass der Flächenverlust des Bewehrungsquerschnittes identisch mit dem Festigkeitsverlust ist. Dies bedeutet, dass der modellierte Flächenverlust mit

experimentell ermittelten Festigkeitsverlusten direkt verglichen werden kann. Die vereinfachend gewählte Betrachtung eines radial verlaufenden Diffusionsprozesses vernachlässigt allerdings, dass bei einem Kreisquerschnitt die innen liegenden Querschnitte im Vergleich zu den außen liegenden Querschnitten kleiner sind und somit auch schneller durchströmt werden. Aufgrund der Querschnittsabnahme kann die Berechnung der Diffusionsfront nicht in konstanten Wegintervallen entlang des Radius erfolgen, sondern es sind äquivalente Wegintervalle sowie eine äquivalente Wegstrecke (säq ) für die Modellierung zu wählen. Die Berechnung der äquivalenten Wegstrecken erfolgt unter Berücksichtigung des Flächenanteils der jeweiligen Schale in Bezug auf die äußerste Schale.

3 3.1

Untersuchte Materialien Ausgewählte Betone

In Abhängigkeit von den Anforderungen an ein textilbewehrtes Bauteil werden in der Regel anwendungsspezifische Betonmischungen entwickelt, die sich von üblichen Betonen nach DIN EN 206-1 im Größtkorn, im Zementgehalt und der erreichten Druckfestigkeit unterscheiden. Aufgrund der Bewehrungsstrukturen wird bei textilbewehrten Betonen das maximale Größtkorn der Mischungen in der Regel auf 8 mm begrenzt [19]. Hier werden zwei unterschiedliche Betonmischungen betrachtet. Dabei handelt es sich zum einen um eine im SFB 532 am Institut für Bauforschung (ibac) der RWTH Aachen entwickelte Feinbetonrezeptur PZ-0899-01. Die Betonmischung weist ein Größtkorn von 0,6 mm auf und ist als sehr fließfähige Mischung für die Herstellung von textilbewehrten Bauteilen im Gießverfahren geeignet. Die ausführliche Beschreibung der Ausgangsmaterialien und der betontechnologischen Kennwerte findet sich u. a. in Beton- und Stahlbetonbau 108 (2013), Heft 1

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T. Büttner, M. Raupach: Dauerhaftigkeit polymergetränkter AR-Glas-Bewehrungen in Beton – Materialauswahl und Lebensdauerprognose Tab. 1

Zusammensetzung der untersuchten Betonmischungen Compostions of the investigated concrete mixtures

Betonmischung

Zementart

Zementgehalt [kg/m³]

Gesteinskörnung

w/z-Wert

Größtkorn [mm]

pH-Wert1)

PZ-0899-01

CEM I 52,5 R

490

Quarzsand < 0,6 mm

0,50

0,6

13,5

PZC-C1

CEM II/A-LL 42,5 R

450

gebrochenes Korn

0,45

13,7

1) Die angegebenen pH-Werte der Betonmischungen wurden alle an Porenlösung, die 28 Tage nach der Herstellung der Proben aus dem Festbeton extrahiert wurde, bestimmt.

Tab. 2

Ausgewählte Kennwerte der untersuchten Mischungen selected properties of the different concrete mixtures

Betonmischung

Druckfestigkeit (28 Tage nach Herstellung gemäß DIN EN 196) [N/mm²]

Biegezugfestigkeit (28 Tage nach Herstellung gemäß DIN EN 196) [N/mm²]

kapillare Wasseraufnahme gemäß DIN EN ISO 15148 [kg/(m2h0,5)]

PZ-0899-01

77,7 ± 2,3

8,4 ± 1,2

0,029 ± 0,005

PZC-C1

72,6 ± 1,1

8,3 ± 0,8

0,106 ± 0,005

Tab. 3

Kennwerte und Eigenschaften der zur Tränkung eingesetzten Polymere Properties of the polymers used to impregnate the AR-glass

Bezeichnung

Härtungstemperatur/ Dauer [°C/h]

Glasübergang [°C]

Zugfestigkeit [N/mm²]

E-Modul [N/mm²]

EP STF STD

23/–

50 1)/82 2)

59,3 ± 4,4

EP PRE1

120/2

105 1) /108 2)

EP 5190

120/2

105 1)/108 2)

Diffusionskoeffizient bei 23 °C [x10–12 m²/s]

Anmerkung

3322 ± 54

0,124 ± 0,008

Laminierharz für die Verarbeitung von Glas-, Kohlenstoff-, Aramidfasern

81,8 ± 5,5

2692 ± 123

n.b.

System für die Herstellung von Prepreg Halbzeugen

64,9 ± 4,7

3043 ± 102

0,075 ± 0,007

1) DSC-Messung, Tg ermittelt in der ersten DSC-Messfahrt 2) DSC-Messung, Tg ermittelt in der zweiten DSC-Messfahrt 3) ermittelt in Anlehnung an DIN EN ISO 527, E-Modul ermittelt im Dehnungsbereich zwischen 0,5 ‰ und 2,5 ‰, Prüftemperatur: 23 °C

[19]. Die andere Betonrezeptur wurde im Zuge eines Industrieforschungsprojektes entwickelt und untersucht. Diese Betonmischung weist im Gegensatz zu der im SFB 532 entwickelten Mischung ein Größtkorn von 5 mm auf und ist auf die Herstellung von hochwertigen Sichtbetonoberflächen optimiert. Die Tab. 1 und 2 geben einen Überblick über die Zusammensetzung der Betonrezepturen sowie die mechanischen Kennwerte.

3.2

Polymer zur Tränkung

Als Tränkungspolymere werden im Rahmen der Anwendung von Textilbeton überwiegend Epoxidharze (kaltund heißhärtend) verwendet. Die Tab. 3 stellt die grundlegenden Materialkennwerte ausgewählter Tränkungspolymere einander gegenüber. Der für die Modellierung des langfristigen Festigkeitsverlustes polymergetränkter ARGlas-Bewehrungen maßgebende Materialkennwert des 26

Beton- und Stahlbetonbau 108 (2013), Heft 1

Polymers ist der Diffusionskoeffizient des Polymers sowie des Faserverbundwerkstoffes. Da davon ausgegangen werden kann, dass die in den polymergetränkten ARGlas-Bewehrungen enthaltenen AR-Glasfasern kein Wasser aufnehmen und somit der Diffusionskoeffizient der Glasfasern gleich Null ist, ist bei der Berechnung nur der Diffusionskoeffizient des Tränkungsharzes relevant. Die Berechnung des Diffusionskoeffizienten für die polymergetränkte Bewehrung auf Basis des Diffusionskoeffizienten des Reinharzes erfolgt im Rahmen der vorliegenden Arbeit mittels eines geometrischen Ansatzes in Anlehnung an die Untersuchungen von WETJEN [20], der es ermöglicht, bei bekanntem Fasergehalt der Bewehrung einen Abminderungsfaktor für die Umrechnung des Reinharz-Diffusionskoeffizienten auf den Diffusionskoeffizienten der polymergetränkten Bewehrung zu berechnen. Für die im Rahmen der vorliegenden Arbeit untersuchten polymergetränkten Bewehrungen liegt der Fasergehalt

Wasseraufnahme Mt M 1,0 0,6

Bild 5

Links: schematische Darstellung des Verlaufs der Wasseraufnahme eines Werkstoffes gemäß Gl. (1); rechts: Temperatur-Diffusionskoeffizient-Beziehung für die untersuchten Epoxidharze [13] Left: schematic drawing of the water uptake acc. to formula 1; right: temperature vs. diffusion coefficient for the investigated epoxy resins [13]

bei rd. 75 %. Dies bedeutet, dass der Diffusionskoeffizient der polymergetränkten Bewehrung das 0,09fache des Diffusionskoeffizienten des Reinharzes beträgt. Der theoretisch maximal mögliche Fasergehalt eines faserverstärkten Werkstoffes beträgt bei einer hexagonalen Packung sowie runden Fasern 90,7 %. Da bei dieser Packungsdichte zwischen den Glasfilamenten kein Polymer vorhanden ist, sondern die einzelnen Filamente aneinander stoßen, ist (sofern die Filamente kein Wasser aufnehmen) der Diffusionskoeffizient eines faserverstärkten Polymers bei einem Fasergehalt von 90,7 % aus technischer Sicht Null. Der Diffusionskoeffizient der polymergetränkten Bewehrung wird neben dem Fasergehalt auch von der Temperatur und der relativen Luftfeuchte (oder der Feuchte im Porenraum des Betons) beeinflusst. Basierend auf den in der Literatur verfügbaren Daten kann davon ausgegangen werden, dass der Einfluss der Temperatur auf den Diffusionskoeffizienten wesentlich ausgeprägter ist als der Einfluss der relativen Luftfeuchte. Daher kann auf der sicheren Seite liegend im Rahmen der nachfolgend dargestellten Modellierung der Einfluss der relativen Luftfeuchte auf den Diffusionskoeffizienten vernachlässigt werden. Dies hat zur Folge, dass davon ausgegangen wird, dass immer flüssiges Wasser/Porenlösung auf der Außenseite der Bewehrung ansteht und der Diffusionskoeffizient gegenüber Wasser bei den nachfolgenden Modellierungen verwendet wird. Der Einfluss der Temperatur auf den Diffusionskoeffizienten kann mit einer ARRHENIUS-Beziehung berücksichtigt werden, sodass anhand von zwei, drei unterschiedlichen Temperaturen bestimmter Diffusionskoeffizienten der Temperatureinfluss berechnet werden kann (Bild 5). Die Bestimmung der Diffusionskoeffizienten für die Versuche erfolgt anhand der absoluten Wasseraufnahme von Polymerproben analog zu dem Vorgehen von NEOGI [21] mittels Gl. (2).

4 ⎛ d Mt ⎞ d ⎜⎝ 4 M∞ ⎟⎠

(2)

mit: Mt Masse der Probe zum Zeitpunkt t in g M∞ Masse der Proben beim Erreichen der Massekonstanz in g d Dicke der Probe in cm D Diffusionskoeffizient in cm2/s t Zeit in s Dabei ist zu beachten, dass zum einen der Verlauf der Wasseraufnahme dem schematisch dargestellten Verlauf entspricht und zum anderen am Auswertezeitpunkt t der Quotient aus Mt/M∞ kleiner 0,6 sein muss. Die maximale Versuchsdauer (t → ∞, d. h. bis zum Erreichen der Massekonstanz) beträgt für die untersuchten Epoxidharze rund 9000 Stunden.

3.3

Polymergetränkte Bewehrungen

Zur Quantifizierung der Leistungsfähigkeit der Polymertränkung sind einaxiale Zugversuche an den (polymer-) getränkten Bewehrungen durchgeführt worden. Die Ergebnisse der Versuche sind in Tab. 4 dargestellt. Die im Rahmen dieser Untersuchungen eingesetzten Bewehrungen basieren alle auf einem AR-Glas-Direktroving der Fa. OCV (ehemals St. Gobain Vetrotex) mit einer Feinheit von 2400 tex (2400 tex = 2,4 kg/km). Die Kurzbezeichnung für den Roving ist VET-RO-ARG-2400. Es zeigt sich, dass infolge der Tränkung der AR-Glas-Rovings mittels Epoxidharzen eine deutliche Steigerung der reinen Zugtragfähigkeit um das 1,6- bis 2,15fache der ursprünglichen Tragfähigkeit eines ungetränkten AR-GlasRovings möglich ist. Diese deutliche Erhöhung der Tragfähigkeit ist auf eine Überbrückung von Filamentbrüchen innerhalb eines Rovings sowie das „Verkleben“ der einzelBeton- und Stahlbetonbau 108 (2013), Heft 1

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Mechanische Eigenschaften der Bewehrungsmaterialien ermittelt im einaxialen Zugversuch Mechanical properties of the polymer impregnated AR-glass determined in a one-dimensional tensile test

Bewehrung

Tränkungsmaterial

Zugfestigkeit [N/mm²]

E-Modul [N/mm²]

Traglaststeigerung [%]

VET-RO-ARG-2400

–

790 ± 74

51330

–

EP STF STD

1270 ± 104

56200

160

EP PRE1

1700 ± 96

56200

215

EP 5190

1370 ± 74

55900

173

TSP [mm]

500 250

Dehnungsaufnehmer l0 = 250 mm

Bild 6

125 A

105

125

Lasteinleitung mittels Formschluss

Links: schematische Darstellung der taillierten Streifenprobe; rechts: schematische Darstellung des gekerbten Biegekörpers Specimens for investigating the durability of AR-glass reinforcement, left: tensile test, right: 4-pt. bending test on notched specimens

nen Filamente zurückzuführen. Die hier dargestellten Tragfähigkeitssteigerungen können nur mittels reaktiver Polymere erzielt werden. Stichpunktartig durchgeführte Untersuchungen zeigen, dass mit wässrigen SBR-Dispersionen getränkte AR-Glas-Rovings keine nennenswerte Tragfähigkeitssteigerung aufweisen. Neben der Steigerung der Tragfähigkeit wird zusätzlich die Steifigkeit der Bewehrung erhöht, sodass die Handhabbarkeit während der Herstellung textilbewehrter Bauteile deutlich gegenüber ungetränktem AR-Glas verbessert wird. Die Bewehrungen werden im Zuge der Untersuchungen zur Dauerhaftigkeit polymergetränkter Bewehrungen entweder als einzelne Rovings oder als biaxiales Gelege (identischer Bewehrungsgrad in 0° und 90° Richtung) mit einer Maschenweite von 7,2 mm verwendet.

3.4

Verfahren zur Quantifizierung der Dauerhaftigkeit

Die Grundlage für die Modellierung und Prognose des langfristigen Festigkeitsverlustes der AR-Glas-Bewehrung in Beton bilden u. a. die Ergebnisse von beschleunigt gealterten Proben, an denen nach unterschiedlichen Zeitpunkten der beschleunigten Alterung die noch vorhandene Zugfestigkeit der Bewehrung bestimmt wird. Ein wesentlicher Aspekt bei der Entwicklung von Probekörpern für die Bestimmung des Festigkeitsverlustes textiler Bewehrungen ist, dass bei dem Versuch zuverlässig die Zugfestigkeit der Bewehrung aktiviert wird und es nicht zu einem frühzeitigen Verbundversagen der Probe kommt. 28

Beton- und Stahlbetonbau 108 (2013), Heft 1

Der Festigkeitsverlust der Bewehrung infolge beschleunigter Alterung berechnet sich aus der Zugfestigkeit der Bewehrung beim Bruch der Probe sowie der Referenzzugfestigkeit gemäß Gl. (3): Sg = 1 –

ft ft = 0

(3)

mit: Sg Festigkeitsverlust [–] ft Zugfestigkeit der Probe zum Zeitpunkt t in N/mm² ft=0 Zugfestigkeit der Probe zum Zeitpunkt t = 0 (Referenz) in N/mm² Die Quantifizierung der Tragfähigkeit einer textilen ARGlas-Bewehrung in Beton erfolgt in Abhängigkeit vom Größtkorn der Gesteinskörnung anhand von zwei unterschiedlichen Probekörpergeometrien. Bei beiden Probekörpern wird der Bewehrungsgrad so gewählt, dass ein Festigkeitsverlust der Bewehrung von ca. 100 % feststellbar ist. Bei Betonmischungen mit einem Größtkorn bis ca. 1 mm wird die sog. taillierte Streifenprobe (TSP) verwendet. Bei grobkörnigen Betonmischungen (bis 8 mm Größtkorn) kann die taillierte Streifenprobe nicht verwendet werden, und es wird daher zur Untersuchung des Festigkeitsverlustes der AR-Glas-Bewehrung ein gekerbter Biegekörper verwendet [13], (Bild 6). Bei beschleunigt gealterten Verbundprobekörpern ist unbedingt zu beachten, dass eine direkte Übertragbarkeit der Ergebnisse aus der beschleunigten Alterung auf frei-

bewitterte Bauteile nicht pauschal erfolgen kann. Dies bedeutet, dass z. B. eine Halbierung des in der beschleunigten Alterung gemessenen Festigkeitsverlustes nicht notwendigerweise eine Halbierung des Festigkeitsverlustes in der Freibewitterung zur Folge haben muss.

4 4.1

Prognose des langfristigen Festigkeitsverlustes polymergetränkter AR-Glas-Bewehrungen Allgemeines

Die dem Schalenmodell zugrunde liegende Arbeitshypothese basiert auf den in Abschn. 2 genannten Annahmen. Die wesentlichen Annahmen des vorgestellten Schalenmodells betreffen sowohl die Eignung der Polymere für die Herstellung polymergetränkter Bewehrungen als auch den grundlegenden Schädigungsmechanismus des in der Bewehrung enthaltenen AR-Glases – Reduktion der Festigkeit der Glasfilamente infolge eines alkalischen Angriffs. Aufgrund der generellen Eignung der untersuchten Polymere für die Herstellung von faserverstärkten Kunststoffen kann bei allen getränkten Bewehrungen eine ideale Tränkung erzielt werden. Ferner zeigen sich keine Anzeichen einer Hydrolyse der Harze infolge des Kontaktes mit einem alkalischem Milieu. Auch kann davon ausgegangen werden, dass die Polymere, aufgrund der o. g. Eignung, keine das Glas angreifenden Stoffe enthalten. Wie die im Abschn. 3 dargestellten Ergebnisse zeigen, kann mittels einer polymeren Tränkung der Festigkeitsverlust des AR-Glases in Beton deutlich reduziert werden, allerdings ist immer noch ein Festigkeitsverlust messbar. Da die verwendeten Tränkungsharze einen vollständigen Film um die Bewehrung bilden, kann eine mechanische Schädigung durch Hydratationsprodukte ausgeschlossen werden, und der Festigkeitsverlust kann, wie bei ungetränktem AR-Glas, auf einen alkalischen Angriff zurückgeführt werden. Dies bestätigen auch Ergebnisse, die an polymergetränkten Rovings in Porenlösung erzielt wurden [13].

4.2

Grundlage für die Kalibrierung – Ergebnisse der beschleunigten Alterung

Um eine Kalibrierung des entwickelten Schalenmodells durchführen zu können, wurden gezielt Textilbetonproben beschleunigt gealtert und der Festigkeitsverlust der polymergetränkten Bewehrung bestimmt. Ausgewählte Ergebnisse der beschleunigten Alterung sind in Bild 7 dargestellt. Basierend auf den Ergebnissen der beschleunigten Alterung von polymergetränkten Bewehrungen in Kombination mit unterschiedlichen Betonen kann davon ausgegangen werden, dass der Einfluss der hier untersuchten, unterschiedlichen Betone auf den Festigkeitsverlust polymergetränkter AR-Glas-Bewehrung aus technischer Sicht vernachlässigbar ist und nur der Diffusionsko-

Bild 7

Zeitliche Entwicklung des Festigkeitsverlustes infolge beschleunigter Alterung bei 50 °C und Wasserlagerung ermittelt mittels TSP und BK; Beton: PZ-0899-01, PZC-C2; Bewehrung: T1(PRE1), T1(5190); Angabe von Mittelwert und Standardabweichung aus min. drei Versuchen Loss of strength due to artificial ageing – storage under water at 50 °C; Concrete: PZ-0899-01, PZC-C2; Reinforcement: T1(EP PRE1), T! (5190); Mean value and standard deviation (3 tests per parameter) shown; lines represent a linear interpolation

effizient des Tränkungspolymers die Höhe des Festigkeitsverlusts der textilen Bewehrung beeinflusst. Im Rahmen der Modellierung ist daher keine Differenzierung der beiden untersuchten Betone erforderlich. Bei der Modellierung des langfristigen Festigkeitsverlustes werden daher die für die Berechnung des Konzentrationsprofils relevanten Konzentrationen C0 und CGrenz als Wasserkonzentrationen (zusätzlicher Index W) angegeben und es werden keine expliziten Alkalienkonzentrationen betrachtet. Da für die vorliegenden Betone ausschließlich Wasserkonzentrationen betrachtet werden, können die gegenüber destilliertem Wasser bestimmten Diffusionskoeffizienten im Rahmen der Modellierung verwendet werden. Diese Verallgemeinerung hinsichtlich des Einflusses unterschiedlicher Betone auf den Festigkeitsverlust polymergetränkter AR-Glas-Bewehrungen gilt allerdings nur für die beiden hier genannten Betone. Werden andere Betone verwendet und eine vereinfachte Betrachtung der Diffusion von Wasser statt Alkalien ist nicht möglich, ist der Diffusionskoeffizient des Tränkungspolymers für die das Glas angreifenden Alkalien zu bestimmen und im Rahmen der Modellierung zu verwenden.

4.3

Kalibrierung des Prognosemodells

Der basierend auf dem F ICKschen Diffusionsgesetzen entwickelte Berechnungsablauf zur Berechnung des Konzentrationsprofils in den Rovings infolge der Diffusion von Beton- und Stahlbetonbau 108 (2013), Heft 1

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Bild 8

Ergebnisse der beschleunigten Alterung sowie Modellierung des Festigkeitsverlustes polymergetränkter AR-Glas-Bewehrungen mittels Schalenmodell; Bewehrung (links/rechts): T1(EP STF STD), T1 (EP 5190) Results of the accelerated ageing and the modeling of the long term strength loss of polymer-impregnated AR-glass – calculations done with the hull-model; reinforcement (left/right) T1(EP STF STD), T1 (EP 5190)

Alkalien benötigt als Eingangsparameter die folgenden Kennwerte: – Geometrie des Rovings, – Diffusionskoeffizient D des das AR-Glas angreifenden Mediums durch das Tränkungspolymer, – Ausgangskonzentration C0 des das AR-Glas angreifenden Mediums, die innerhalb des Betonporengefüges infolge der Exposition vorliegt, – Grenzkonzentration CGrenz des das AR-Glas angreifenden Mediums, ab der die jeweilige Schale nicht mehr an dem Lastabtrag beteiligt, sondern ausgefallen ist. Die ersten beiden Kennwerte basieren auf den Abmessungen der verwendeten Bewehrung sowie den verwendeten Polymeren. Die Ausgangskonzentration der Porenlösung ist von der Betonzusammensetzung sowie der klimatischen Exposition abhängig und kann z. B. basierend auf Sorptionsisothermen des Betons und Klimaganglinien des zu betrachtenden Standortes ermittelt werden. Die Grenzkonzentration, die angibt, ab welcher Konzentration an Porenlösung innerhalb der jeweiligen Schale die Schale als ausgefallen zu betrachten ist, muss im Rahmen der Kalibrierung bestimmt werden. Eine experimentelle Bestimmung dieser Konzentration ist nicht möglich, und somit muss die Grenzkonzentration iterativ im Rahmen der Kalibrierung für eine bekannte Ausgangskonzentration, einen bekannten Diffusionskoeffizienten sowie einen bekannten Festigkeitsverlust mittels inverser Analyse ermittelt werden. Als Grundlage für die Kalibrierung werden im vorliegenden Fall die zuvor dargestellten Ergebnisse der beschleunigten Alterung verwendet. Bild 8 zeigt sowohl die Ergeb30

Beton- und Stahlbetonbau 108 (2013), Heft 1

nisse der beschleunigten Alterung als auch die Ergebnisse der Modellierung für die polymergetränkten Bewehrungen T1(EP STF STD) sowie T1(EP 5190) für eine Ausgangskonzentration von 100 % (Lagerung der Proben unter Wasser) sowie eine Grenzkonzentration von 95 %. Es zeigt sich für die genannten Parameter eine sehr gute Übereinstimmung zwischen den experimentell ermittelten Daten sowie den Ergebnissen der Modellierung. Die Übereinstimmung zwischen den Versuchsergebnissen und der Modellierung ist bei dem Epoxidharz EP 5190 tendenziell etwas besser als bei dem Epoxidharz EP STF STD. Allerdings wird auf eine Anpassung der Grenzkonzentration in Abhängigkeit vom Epoxidharz verzichtet, um eine Vergleichbarkeit der jeweiligen Berechnungen sicherzustellen und weil davon ausgegangen wird, dass CWGrenz unabhängig von dem jeweiligen Tränkungspolymer ist. Für eine Prognose des langfristigen Festigkeitsverlustes polymergetränkter AR-Glas-Bewehrungen infolge realer klimatischer Expositionen ist die Ausgangskonzentration Cw0 allerdings nicht konstant, sondern je nach Betondeckung stellt sich auf Höhe der Bewehrung eine zeitlich veränderliche Feuchte ein. Im Rahmen der durchgeführten Untersuchungen ist es allerdings nicht möglich, für die verwendeten Feinbetone eine Beziehung zwischen Verteilung der Feuchte in der Betonrandzone sowie der Exposition abschließend zu ermitteln, sodass analog zu der zuvor beschriebenen Vorgehensweise anhand von Ergebnissen, die an freibewittertern Proben ermittelt wurden, eine mittlere Ausgangskonzentration für das Aachener Klima auf Höhe der Bewehrung (Betondeckung ca. 4 mm) bestimmt wird. Diese mittlere und über die Betrachtungsdauer konstante Ausgangskonzentration CW0,Mittel wurde für ein freibewittertes Bauteil zu 96 % er-

Tab. 5

Zusammenfassung der Ergebnisse der Parameterstudien – Angabe des prognostizierten langfristigen Festigkeitsverlustes für eine Bezugslebensdauer von 50 Jahren berechnet mittels des Schalenmodells – alle Berechnungen mit den in Bild 5 dargestellten Diffusionskoeffizient-Temperatur-Beziehungen Overview of different predictions accomplished with the hull model – the predicted strength loss is calculated for 50 yrs – all calculations were done with the diffusion coefficients shown in fig. 5

Exposition

Fasergehalt der Bewehrung

dEP

H:B

Prognostizierter Festigkeitsverlust nach 50 Jahren EP STF STD

–

μm

–

Aachen

1:1

Aachen –10 K Aachen +10 K Aachen

EP 5190

% 17,8

13,8

14,3

11,6

21,0

17,2

14,3

11,2

10,0

8,3

0,0

17,8

13,8

1 : 4,8

23,2

17,8

1 : 9,5

33,0

25,0

25, …, 100 10

1) Höhe : Breite: 1:1 = rund; 1:4,8 und 1:9,5 = rechteckiger Rovingquerschnitt

mittelt. Auf der sicheren Seite liegend wird somit kein Austrocknen des Bauteilquerschnittes auf Höhe der Bewehrung berücksichtigt, sondern die mittlere Ausgangskonzentration bleibt über den gesamten Betrachtungszeitraum von 50 Jahren konstant.

4.4

Parameterstudien

Die Wahl einer konstanten Ausgangskonzentration sowie die gewählten Modellannahmen haben zur Folge, dass der langfristige Festigkeitsverlust polymergetränkter ARGlas-Bewehrungen in Abhängigkeit von den folgenden Parametern berechnet werden kann: – – – –

Diffusionskoeffizient, Temperaturganglinie des Standortes, Fasergehalt der polymergetränkten Bewehrung und Form der polymergetränkten Bewehrung.

Die Tab. 5 fasst die Modellierungsergebnisse in Abhängigkeit von den zuvor genannten Parametern zusammen. Die anhand der Modellierung ermittelten Einflüsse aus den untersuchten Komponenten – Beton und Tränkungspolymer – sowie Exposition auf den langfristigen Festigkeitsverlust polymergetränkter AR-Glas-Bewehrungen können wie folgt zusammengefasst werden: – Der langfristige Festigkeitsverlust polymergetränkter AR-Glas-Bewehrungen wird bei konstantem Diffusionskoeffizienten im Wesentlichen von der Exposition, dem Fasergehalt sowie der Geometrie des Rovings beeinflusst. Sowohl kühlere Klimate als auch eine Erhöhung des Fasergehaltes führen zu einer Reduktion des langfristigen Festigkeitsverlustes. Im Gegensatz dazu hat eine Erhöhung des Seitenverhältnisses des Beweh-

rungsquerschnitts (von rund zu rechteckig/elliptisch) eine deutliche Erhöhung des langfristigen Festigkeitsverlustes der polymergetränkten AR-Glas-Bewehrung zur Folge. Infolge der höheren Verbundtragwirkung elliptischer Bewehrungsquerschnitte im Beton muss diese Erhöhung des Festigkeitsverlustes allerdings nicht notwendigerweise nach einer Bauteilnutzungsdauer von 50 Jahren eine geringere Bauteiltragfähigkeit als bei einer runden Bewehrung zur Folge haben. – Der im Rahmen der Parameterstudien maximal betrachtete Fasergehalt von 90 % entspricht fast dem theoretisch maximal möglich Fasergehalt. Somit reduzieren sich die für Porenlösung/Wasser durchgängigen Harzbereiche zwischen den Filamenten auf ein Minimum, und der Festigkeitsverlust nach 50 Jahren ist gleich null. Dabei ist allerdings zu beachten, dass ein Fasergehalt von 90 % mit aktuellen Tränkungstechnologien nicht herstellbar ist. – Eine ähnliche Reduktion des Festigkeitsverlustes der polymergetränkten Bewehrung wie infolge der Erhöhung des Fasergehaltes auf bis zu 90 % kann nur durch eine Reduktion des Diffusionskoeffizienten des Reinharzes um den Faktor 20 (im Vergleich zu den hier untersuchten Polymeren) erfolgen. – Sowohl die materialund versuchsbedingten Streuungen des Diffusionskoeffizienten eines Epoxidharzes (hier nicht explizit dargestellt) als auch die Dicke der äußeren Reinharzschicht der Rovings haben einen vernachlässigbaren Einfluss auf den prognostizierten langfristigen Festigkeitsverlust polymergetränkter ARGlas-Bewehrungen. Der vernachlässigbare Einfluss der äußersten Reinharzschicht ist auf den deutlichen Unterschied der Diffusionskoeffizienten des Reinharzes sowie der faserverstärkten Schalen zurückzuführen. Eine Erhöhung der äußersten Reinharzschicht führt ausschließlich zu minimalen KonzentrationsänBeton- und Stahlbetonbau 108 (2013), Heft 1

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derungen entlang des Radius, sodass nach 50 Jahren Bauteilnutzung die Festigkeitsverluste identisch sind.

Schlussfolgerungen für die Praxis

Die vorliegende Veröffentlichung zeigt einen Modellansatz für die Prognose des Festigkeitsverlustes polymergetränkter Bewehrungen über übliche Bauteilnutzungsdauern von z. B. 50 Jahren. Die Ergebnisse der Untersuchungen lassen sich wie folgt zusammenfassen: – Die vollständige Tränkung von AR-Glas-Rovings mittels eines Epoxidharzes hat sowohl eine deutliche Steigerung der Tragfähigkeit als auch eine signifikante Reduktion des gemessenen Festigkeitsverlustes zur Folge. Diese Reduktion kann auf den Aufbau einer Diffusionsbarriere um den AR-Glas-Roving zurückgeführt werden. – Der langfristige Festigkeitsverlust getränkter AR-GlasBewehrungen kann mit einem Schalenmodell basie-

rend auf den Diffusionsprozessen in einem idealisierten Roving modelliert werden. – Die Modellierungen zeigen, wie deutlich der Festigkeitsverlust von dem Diffusionskoeffizienten, dem Fasergehalt sowie der Form des Rovings beeinflusst werden kann. Sowohl eine Reduktion des Diffusionskoeffizienten als auch eine Erhöhung des Fasergehaltes können zu einer maßgeblichen Reduktion des langfristigen Festigkeitsverlustes führen. Ferner führen runde Bewehrungsquerschnitte ebenfalls zu geringen Festigkeitsverlusten im Vergleich zu elliptischen Bewehrungsquerschnitten.

Dank Die Autoren bedanken sich für die finanzielle Unterstützung durch die Deutsche Forschungsgemeinschaft (DFG) im Rahmen des Sonderforschungsbereichs 532 „Textilbewehrter Beton – Grundlagen für die Entwicklung einer neuartigen Technologie“.

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Beton- und Stahlbetonbau 108 (2013), Heft 1

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4. Kolloquium zu textilbewehrten Tragwerken (CTRS4) und zur 1. Anwendertagung, Sonderforschungsbereich 528 und 532, Dresden, 3.6.–5.6.2009, (CURBACH, M.; JESSE, F. (Eds.)), S. 87–98. [19] BRAMESHUBER, W.; BROCKMANN, T.; HEGGER J.; MOLTER, M.: Untersuchungen zum textilbewehrten Beton (Investigations of TRC). Beton 52 (2002) Heft 9, S. 424–429. [20] WETJEN, P.; VDI: Über die Diffusion von Wasser in kaltaushärtenden glasfaserverstärkten Epoxidharzen. Düsseldorf: VDI. In: Fortschritt-Berichte Reihe 5 (1989), Nr. 159. [21] NEOGI, P.: Diffusion in Polymers. New York: Marcel Dekker Inc., 1997.

FACHTHEMA ARTICLE

T. Büttner, M. Raupach: Durability of polymer-impregnated AR-glass in textile reinforced concrete – material selection and long-term predictions Autoren

Dr.-Ing. Till Büttner buettner@ibac.rwth-aachen.de

Prof. Dr.-Ing. Michael Raupach raupach@ibac.rwth-aachen.de

RWTH Aachen Institut für Bauforschung Schinkelstraße 3 52062 Aachen

AKTUELL

Quartier 17 in Stralsund

Der erste Bauabschnitt begann im Frühjahr 2011: Eine zweigeschossige Tiefgarage mit 188 Stellplätzen auf 6.000 m² Fläche. Die 70 cm dicke Sohlplatte entstand in sechs Abschnitten aus 2.500 m³ Transportbeton, die zuvor das Landesamt für Bodendenkmalpflege erkundet hatte. Bis in etwa 9 m Tiefe sicherten die Archäologen mittelalterliche Zeugnisse, darunter Brunnen und Fäkalgruben.

(Foto: bsb Bau Malchin GmbH)

Ein Flugzeugabsturz hatte im Zweiten Weltkrieg eine Lücke ins Altstadtzentrum der Hansestadt gerissen. Auf dieser etwa 4.900 m² großen Brache südlich des Alten Markts entsteht jetzt das Quartier 17. Die Fertigstellung ist für das zweite Quartal 2013 angesetzt. Die planerischen und gestalterischen Anforderungen sind immens; denn das neue Viertel an der Ossenreyerstraße, Badenstraße, Heilgeiststraße und Kleinschmiedstraße soll sich harmonisch in den zum Teil mittelalterlichen Baubestand des Stadtkerns einfügen.

Vor dem Betonieren der Sohlplatte sicherten die Archäologen des Landesamts für Bodendenkmalpflege mittelalterliche Zeugnisse

Zurzeit läuft der zweite Bauabschnitt mit etwa 12.000 m² Mietfläche. Im Erdgeschoss, Zwischengeschoss und 1. Obergeschoss entstehen Flächen für Einzelhandel, Gastronomie und Büros, das

2. Obergeschoss ist für Praxen, Büros und Wohnungen vorgesehen, das 3. und 4. Obergeschoss werden für barrierefreies Wohnen eingerichtet. Th.

Beton- und Stahlbetonbau 108 (2013), Heft 1

DOI: 10.1002/best.201200057

FACHTHEMA

Frederik Teworte, Josef Hegger

Querkraftermüdung von Spannbetonträgern ohne Querkraftbewehrung Brücken aus den 1960–70er Jahren wurden aufgrund der hohen Vorspannung häufig mit sehr geringen Querkraftbewehrungsgraden ausgeführt, die kleiner als die heute üblichen Mindestquerkraftbewehrungsgrade sind. Ursprünglich nach dem Hauptzugspannungskriterium bemessen, lassen sich diese Brücken heute nicht mit den Fachwerkmodellen nach DINFachbericht 102 nachweisen. In der vorliegenden Untersuchung wird der Querkraftnachweis nach dem Hauptzugspannungskriterium (Gl. 4.119 DIN-Fachbericht 102) für zyklische Beanspruchung (Ermüdung) erweitert. Der Beitrag beschreibt die durchgeführten Ermüdungsversuche an sechs Trägern ohne Querkraftbewehrung mit einem doppeltsymmetrischen profilierten I-Querschnitt und sieben Trägern mit einem Plattenbalkenquerschnitt. Anhand der ertragenen Lastspiele wurden für Spannbetonträger ohne Querkraftbewehrung modifizierte Hauptzugspannungskriterien in Form von GOODMAN-Diagrammen zur Ermittlung der Querkrafttragfähigkeit unter zyklischer Beanspruchung entwickelt.

Fatigue of prestressed beams without web reinforcement under cyclic shear Many existing bridge structures built in the 1960s and 1970s typically feature a high degree of prestressing. They often contain less web reinforcement than the actually required minimum web reinforcement. Therefore, their shear bearing capacity, originally determined based on the principal tensile strength criterion, cannot be verified with the strut and tie models of DIN-Fachbericht 102. Within a research programme, the shear design based on the principal tensile strength criterion has been modified for cyclic shear load (shear fatigue). The present paper describes the performed fatigue tests on six I-shaped and seven T-shaped prestressed beams without web reinforcement. Based on the resisted load cycles until failure, modified approaches for shear fatigue in terms of GOODMANDiagrams based on the principal tensile strength criterion have been developed.

wehrungsgraden (14 Träger) durchgeführt. Im Rahmen des Versuchsprogramms wurden die Einflüsse aus den Hauptparametern Vorspannung, Bügelbewehrungsgrad und Belastung auf das Querkrafttragverhalten unter zyklischer Beanspruchung untersucht. Dieser Beitrag beschreibt die durchgeführten experimentellen Untersuchungen an Spannbetonträgern ohne Querkraftbewehrung und das in den Versuchen beobachtete Versagen unter zyklischer Querkraftbeanspruchung.

Einleitung

Die Anforderungen an die Brückenbauwerke im Bestand haben sich in den vergangenen Jahren infolge der steigenden Verkehrszahlen vor allem im Bereich des Güterverkehrs deutlich erhöht und werden sich laut aktuellen Studien in den nächsten Jahren weiter verschärfen [1]. Viele Bestandsbrücken in Deutschland sind für das Lastmodell SLW60 [2] unter Querkraftbeanspruchung nach dem Hauptzugspannungskriterium von DIN 4227 [3] bemessen und weisen häufig sehr geringe Querkraftbewehrungsgrade auf. Ein Nachweis der statischen Querkrafttragfähigkeit der betroffenen Brücken nach den aktuellen DIN-Fachberichten 101 und 102 [4, 5] ergibt in vielen Fällen eine höhere erforderliche Querkraftbewehrung als in den Stegen vorhanden [6]. Da ein Querkraftversagen unter den derzeit einwirkenden Verkehrslasten bislang nicht beobachtet wurde, sind die Brücken offensichtlich noch in der Lage, die gestiegenen Lasten trotz rechnerisch zu geringer Querkraftbewehrung aufzunehmen. Ein Nachweis der Querkrafttragfähigkeit unter zyklischer Beanspruchung ist für Betonbrücken in Deutschland seit 2003 mit Einführung des DIN-Fachberichtes 102 [5] erforderlich. Zur Untersuchung der bis zum Ermüdungsversagen ertragbaren Lastwechsel und der Versagensankündigung wurden am Institut für Massivbau der RWTH Aachen Versuche an Spannbetonträgern ohne Querkraftbewehrung (13 Träger) sowie mit geringen Querkraftbe34

Ermüdungsnachweis bei Bauteilen ohne Querkraftbewehrung

Die Querkrafttragfähigkeit von Bauteilen ohne Querkraftbewehrung wird maßgeblich durch die Betonzugfestigkeit beeinflusst, die sich mit zunehmender Lastwechselzahl verringert [7, 8]. Unter der Annahme eines ähnlichen Verhaltens des Betons unter Druck und Zug bei zyklischer Belastung kann der Ermüdungsnachweis für Querkraft auf den Bemessungswert der statischen Querkrafttragfähigkeit VRd,ct bezogen erfolgen. Die Grenzwerte der Querkraftbeanspruchung sind daher formal eng an die Grenzwerte der bezogenen Betondruckspannungen angelehnt, wobei die Betondruckfestigkeit stellvertretend für die Betonzugfestigkeit verwendet wird. Beim vereinfachten Nachweis müssen die auf die statische Querkrafttragfähigkeit bezogenen Belastungskombinationen VEd,max/VRd,ct und VEd,min/VRd,ct die Gleichung

| VEd,max | | VRd,ct |

≤ 0,5 + 0,45

| VEd,min | | VRd,ct |

≤ 0,9

(1)

erfüllen. Die Gl. (1) wurde für eine schädigungsäquivalente Schwingbreite bei einer Lastspielzahl von N = 1 · 106 hergeleitet. Hierdurch werden zulässige Werte der maximalen Querkraft VEd,max (Oberlast) in Abhängigkeit von der auftretenden minimalen Querkraft VEd,min (Unterlast) angegeben, da Beton eine deutliche Abhängigkeit der ertragbaren Lastspielzahl von der Mittellast aufweist. Die Bedingungen der Gl. (1) ergeben das in Bild 1 dargestellte sogenannte GOODMAN-Diagramm, mit dem ein anschaulicher grafischer Nachweis möglich ist. Liegt eine Belastungskombination innerhalb der grau hinterlegten Fläche (z. B. Punkt A), ist ein Ermüdungsversagen infolge Querkraft vor 1 · 106 Lastwechseln nicht zu erwarten und der Nachweis erbracht. Wenn die Belastungskombination jedoch außerhalb der grau hinterlegten Fläche liegt (z. B. Punkt B), tritt nach DIN-Fachbericht 102 ein Versagen infolge Querkraftermüdung vor 1 · 106 Lastwechseln ein und der Nachweis ist entsprechend nicht erbracht. Aufgrund des relativ hohen Eigengewichtsanteils von Betonbrücken im Vergleich zu den ermüdungswirksamen Verkehrslasten ist in Bild 1 nur der Bereich mit jeweils gleichen Vorzeichen der einwirkenden Querkräfte dargestellt. Bei der beschriebenen Formulierung wird der Nachweis der Querkraftermüdung maßgeblich vom Bezugswert der statischen Querkrafttragfähigkeit beeinflusst. ⎡ 0,15 ⎤ VRd,ct = ⎢ · κ · (100 ρl · fck )1/ 3 – 0,12σ cd ⎥ · bw · d (2) γ ⎣ c ⎦ Nach DIN-Fachbericht 102 ist VRd,ct für den Ermüdungsnachweis nach Gl. (2) zu bestimmen (Gleichung 4.118a DIN-FB 102). Die Anwendung der auf dem Hauptzugspannungskriterium basierenden Gl. (3)

VRd,ct

I · bw = S

⎛ fctk;0,05 ⎞ fctk;0,05 ⎜ ⎟ – σ cd · γc ⎝ γc ⎠

(3)

die insbesondere bei vorgespannten Bauteilen höhere Tragfähigkeiten als Gl. (2) ergibt, ist nach DIN-Fachbericht 102 für Bauteile unter vorwiegend nicht-ruhender Belastung (z. B. Brückenüberbauten) nicht zulässig (Gleichung 4.119 DIN-FB 102).

3 3.1

Experimentelle Untersuchungen Versuchsträger

Die Versuchsträger lassen sich hinsichtlich ihrer Querschnittsgeometrie in Versuche an profilierten doppeltsymmetrischen I-Trägern (I-O-1 bis I-O-6) und Plattenbalkenquerschnitten (T-O-1 bis T-O-6) unterteilen. Die doppeltprofilierten I-Träger waren so dimensioniert, dass unter

Bild 1

GOODMAN-Diagramm nach [5] für Bauteile ohne Querkraftbewehrung GOODMAN-Diagram according to [5] for beams without shear reinforcement

statischer Belastung ein Schubzugversagen mit diagonaler Rissbildung im Steg unabhängig von einer Biegerissbildung eintrat. Bei dem Plattenbalkenquerschnitt hingegen entstehen im querkraftbeanspruchten Bereich rechnerische Betonzugspannungen bzw. Biegerisse an der Querschnittsunterseite vor dem Querkraftversagen. Hierdurch kann der Einfluss der Randzugspannungen auf die Rissbildung und die zyklische Querkrafttragfähigkeit untersucht werden. Die I-Träger besaßen eine Höhe von 70 cm bei einer Stegbreite von bw = 10 cm (Bild 2). Während die Stege in den Schubzonen keine Querkraftbewehrung enthielten, waren zur Sicherstellung der Schubkraftübertragung zwischen Balkensteg und Zug- bzw. Druckgurt jeweils geschlossene Bügel im oberen und unteren Flansch des Trägers angeordnet. Die Vorspannung mit nachträglichem Verbund erfolgte über zwei gerade Spannglieder mit einer Spannstahlquerschnittsfläche je Spannglied von Ap = 4,2 cm² (St 1570/1770) in einem Abstand von 9,5 cm von der Bauteilunterkante. Die Querschnittsfläche der Betonstahllängsbewehrung (6 ∅10, B500) in der Zugzone betrug 4,71 cm². Dies entspricht, unter der Annahme einer statischen Nutzhöhe d = 60,5 cm, einem Längsbewehrungsgrad von 0,78 %. Zum Transport des Trägers mit dem Hallenkran und wegen einer möglichen Rissbildung an der Bauteiloberseite während des Vorspannens befand sich im oberen Druckgurt eine Betonstahlbewehrung aus sechs Stäben Durchmesser 10 mm. Die Plattenbalkenquerschnitte waren ebenfalls 70 cm hoch, und die verwendeten Spannglieder sowie deren Höhenlage stimmten mit denen der I-Träger überein (Bild 3). Dies betrifft ebenfalls die Längsbewehrung an der Bauteiloberseite und die Bügelbewehrung zur Schubkraftübertragung zwischen Steg und Gurt. Aufgrund der größeren Stegbreite von 30 cm wurde die Fläche der BeBeton- und Stahlbetonbau 108 (2013), Heft 1

FACHTHEMA ARTICLE

F. Teworte, J. Hegger: Fatigue of prestressed beams without web reinforcement under cyclic shear

F. Teworte, J. Hegger: Querkraftermüdung von Spannbetonträgern ohne Querkraftbewehrung

Bild 2

Querschnitt (oben) und Längsschnitt (unten) der I-Träger Cross section (top) and half-elevation (bottom) of the I-beams

tonstahllängsbewehrung auf 14 cm² erhöht, sodass der Längsbewehrungsgrad unverändert blieb. Die Träger wiesen eine Länge von 6,5 m auf und waren symmetrisch bewehrt. Im Bereich der Spannkrafteinleitung waren an beiden Trägerenden im Steg jeweils geschlossene Bügel als Spaltzugbewehrung angeordnet. In Trägermitte befanden sich über eine Länge von 2 m zweischnittige Bügel als Querkraftbewehrung im Steg, während die Schubzonen keine Querkraftbewehrung besaßen. Diese waren aufgrund der Versuchsdurchführung in zwei Teilversuchen erforderlich, um in dem entsprechenden Bereich ein unplanmäßiges Querkraftversagen ausschließen zu können. Bei den Versuchen an Spannbetonträgern ohne Querkraftbewehrung wurde vor allem der Einfluss der Vorspannung und der Belastung auf das Querkrafttragverhalten unter zyklischer Beanspruchung untersucht. Die Dimensionierung der Versuchsträger und Festlegung der Versuchsparameter (Höhe der Vorspannung, Längsbewehrungsgrad) erfolgte auf Basis einer Analyse von typischen Bestandsbrücken der Bundesfernstraßen. Die in den Versuchen aufgebrachte Vorspannkraft wurde kontinuierlich mit einer Hohlkraftmessdose am Festanker eines Spanngliedes gemessen [9]. In Tab. 1 sind die jeweiligen Vorspannkräfte Pm,tm der Versuchsträger als Mittelwert über die Versuchsdauer angegeben, die der doppelten gemessenen Kraft entsprechen, da aufgrund der gemessenen Spannwege und Pressenkräfte von einer an36

Beton- und Stahlbetonbau 108 (2013), Heft 1

Bild 3

Querschnitt (oben) und Längsschnitt (unten) der T-Träger Cross section (top) and half-elevation (bottom) of the T-beams

nähernd identischen Vorspannkraft in beiden Spanngliedern ausgegangen werden kann. Der obere Grenzwert der resultierenden Betondruckspannungen in Höhe der Schwerachse σcp von 3,5 N/mm² entspricht in etwa dem Niveau einer durch externe Vorspannung nachträglich verstärkten Spannbetonbrücke. Die beiden niedrigeren Vorspanngrade befinden sich unter Berücksichtigung der zeitabhängigen Spannkraftverluste im Streubereich der Vorspannung von nicht nachträglich verstärkten Bestandsbrücken. Aufgrund der beschränkten Versuchsanzahl wurde die Betondruckfestigkeit nicht variiert und konstant mit einer planmäßigen mittleren Zylinderdruckfestigkeit fcm,cyl zwischen 34 N/mm² und 38 N/mm² ausgeführt. Dies entspricht in etwa der bei alten Spannbetonbrücken häufig verwendeten Festigkeitsklasse C30/37 (≈ B450). Zur Ermittlung der Betonkennwerte der Versuchsträger wurden jeweils Probekörper aus der gleichen Betonlieferung hergestellt und neben den Trägern unter identischen Randbedingungen gelagert. Die über die Versuchsdauer ermittelten Werte wiesen unter Berücksichtigung der unvermeidbaren Streuungen keine ausgeprägte Abhängigkeit vom Betonalter auf. Daher werden für die weiteren Auswertungen die über die Versuchsdauer gemittelten Materialkennwerte verwendet. In Tab. 1 sind die Mittelwerte der Zylinderdruckfestigkeit fcm,cyl,tm (150 × 300 mm) und der Betonzugfestigkeit fctm,tm angegeben. Die Zugfestigkeit

Tab. 1

Vorspannkräfte, Betonkennwerte und rechnerische statische Querkrafttragfähigkeiten der Träger ohne Querkraftbewehrung (3 × I-Querschnitt, 7 × T-Querschnitt) Prestressing forces, concrete properties and calculated static shear strengths of the beams without shear reinforcement (3 × I-beam, 7 × T-beam)

Träger

Pm,tm [kN]

σcp [N/mm²]

fcm,cyl,tm [N/mm²]

fctm,tm [N/mm²]

VRm,ct (Gl. 2) [kN]

VRm,ct (Gl. 3) [kN]

I-O-1 I-O-2 I-O-3 I-O-4 I-O-5 I-O-6

663 669 187 437 320 290

–3,72 –3,77 –1,05 –2,45 –1,80 –1,62

39,7 34,3 36,4 36,0 29,4 28,8

3,2 3,1 3,3 2,8 2,9 2,5

85 82 64 74 65 63

247 239 167 192 176 154

T-O-1 T-O-2 T-O-3R T-O-3 T-O-4 T-O-5 T-O-6

920 616 516 416 485 485 615

–3,47 –2,32 –1,94 –1,58 –1,83 –1,82 –2,32

41,0 37,5 37,7 37,1 36,4 37,5 34,8

3,1 3,0 2,6 3,2 2,5 3,0 2,6

250 220 212 203 207 209 215

–1) –1) –1) –1) –1) –1) –1)

Betonlängsspannungen an Trägerunterseite im Bruchzustand > fctm,tm Pm,tm = Mittelwert der Vorspannkraft; σcp = Pm,tm/Ac; fcm,cyl,tm = Mittelwert der Zylinderdruckfestigkeit; fctm,tm = Mittelwert der Betonzugfestigkeit

wurde an Bohrkernen (44 × 88 mm) aus separaten Probekörpern in einaxialen Zugversuchen bestimmt. Hierauf basierend wurden die Mittelwerte der statischen Querkrafttragfähigkeiten VRm,ct nach den Gln. (2) und (3) ermittelt. Anstelle des Bemessungswertes des empirischen Vorfaktors von 0,15/γc wurde in Gl. (2) der Mittelwert von 0,2 nach [10] verwendet und eine charakteristische Betondruckfestigkeit von fck = fcm,cyl,tm – 4 angesetzt. Die Querkrafttragfähigkeit nach dem Hauptzugspannungskriterium (Gl. (3)) wird von den Betonlängsspannungen σc beeinflusst und variiert über die Bauteilhöhe. Die äußere Belastung beeinflusst somit auch den Querkraftwiderstand VRm,ct. Zusätzlich ist VRm,ct aufgrund der variablen Längsspannungen in Trägerlängsrichtung vom Abstand des Schnitts vom Auflager abhängig, sodass jeweils der Minimalwert der statischen Querkrafttragfähigkeit bestimmt wurde. Die in Tab. 1 angegebenen Werte der Querkrafttragfähigkeit gelten für einen Abstand von 1 m vom Auflager bei Ansatz einer Betonzugfestigkeit von fctm,tm ohne Teilsicherheitsbeiwert.

(Bild 4). Anschließend wurde der Versuchsstand umgebaut und die zweite Trägerhälfte in einem Drei-Punkt-Biegeversuch mit einer Spannweite von 4,0 m bei unveränderter Schubschlankheit von a/d ≈ 3,3 belastet (Teilversuch 2). Die beschädigte Trägerhälfte wurde im Bereich des kritischen Schubrisses mittels Stahlprofilen und Stahlstangen verstärkt, die als externe Querkraftbewehrung dienten. Hierdurch konnten an jedem Träger in der Regel zwei Bruchzonen erzeugt werden. Konnten die Träger im Allgemeinen 1 · 106 Lastwechsel unter einer zyklischen Belastungskombination ohne Versagen ertragen, wurde die Belastung erhöht, um weitere Lastkombinationen am selben Träger zu untersuchen. Falls die Trägerhälften infolge der zyklischen Belastung nicht vollständig versagten, wurde bei ausgewählten Versuchen in DreiPunkt-Biegeversuchen die statische Resttragfähigkeit der jeweiligen Trägerseite ermittelt. Die untersuchten Belastungskombinationen und zugehörigen Lastwechselzahlen der I-Träger sind in Tab. 2 angegeben. Der Buchstabe a in der Trägerbezeichnung be-

Die statische Querkrafttragfähigkeit der I-Träger nach Gl. (2) liegt deutlich unterhalb der Werte nach dem Hauptzugspannungskriterium entsprechend Gl. (3). Da bei den T-Trägern im rechnerischen Bruchzustand die Betonrandzugspannungen an der Unterseite den Mittelwert der Betonzugfestigkeit überschreiten, kann hier VRm,ct im Abstand von 1 m vom Auflager nach dem Hauptzugspannungskriterium nicht bestimmt werden.

3.2

Versuchsaufbau und -durchführung

Die Spannbetonträger wurden zunächst in einem VierPunkt-Biegeversuch (Teilversuch 1) mit einer Spannweite von 6,0 m bis zum Versagen einer Trägerhälfte zyklisch bei einer Frequenz zwischen 3,5 Hz und 6 Hz belastet

Bild 4

Versuchsaufbau Test setup

Beton- und Stahlbetonbau 108 (2013), Heft 1

FACHTHEMA ARTICLE

F. Teworte, J. Hegger: Fatigue of prestressed beams without web reinforcement under cyclic shear

F. Teworte, J. Hegger: Querkraftermüdung von Spannbetonträgern ohne Querkraftbewehrung Tab. 2

Rechnerische statische Querkrafttragfähigkeiten, Belastungskombinationen, Lastwechselzahlen, maximale Hauptzugspannungen und Versagensarten (I-Träger) Calculated static shear strengths, applied load regimes and load cycles, maximal principal tensile stresses and observed failures (I-beams)

Träger

VRm,ct (Gl. 2) [kN] (Gl. 3) [kN]

Vmax [kN]

Vmin [kN]

Zyklen Ni [·103]

Σ Ni [·103]

σI,max [N/mm²]

Versagen1)

I-O-1a

247

174,0 174,0 203,3 166,7 181,7 192,4

157,9 120,5 – 113,2 162,4 130,4

2.400 2.000 0,001 1.500 1.400 23,4

2.400 4.400 4.400 5.900 7.300 7.323,4

1,9 1,9 2,3 1,8 2,0 2,2

nein nein Restt. nein nein zyklisch

239

155,3 176,3 168,4 168,4 181,2 209,9

140,3 158,8 150,9 118,2 127,2 –

2.350 2.000 3.000 2.000 1.500 0,001

2.350 4.350 7.350 9.350 10.850 10.850

1,6 1,9 1,8 1,8 2,0 2,4

nein zyklisch nein nein nein Restt.

I-O-3a I-O-3b

167

74,0 47,2 53,4 72,4 87,4 99,9 114,9

– 33,4 38,4 50,7 62,4 70,4 102,4

0,001 500 1.500 1.900 2.500 1.000 129,7

0,001 500 2.000 3.900 6.400 7.400 7.529,7

1,0 0,5 0,6 0,9 1,2 1,5 1,8

stat. nein nein nein nein nein zyklisch

I-O-4a

192

117,8 117,8 137,8 152,8 137,4 137,4 142,4 183,9

85,3 52,8 72,8 87,8 72,4 62,4 67,4 –

2.000 1.500 1.000 2,026 500 1.000 1.000 0,001

2.000 3.500 4.500 4.502 5.002 6.002 7.002 7.002

1,3 1,3 1,6 1,8 1,6 1,6 1,7 2,6

nein nein nein zyklisch nein nein nein Restt.

176

102,8 102,8 143,5 102,4 156,1

46,8 35,3 – 34,9 –

1.000 11 0,001 1.000 0,001

1.000 1.011 1.011 2.011 2.011

1,2 1,2 2,3 1,2 2,4

nein nein Restt. nein Restt.

154

107,8 115,3 102,4

49,8 57,3 18,9

2.000 58,656 479,782

2.000 2.058 2.538

1,4 1,6 1,3

I-O-1b

I-O-2a I-O-2b

I-O-4b

I-O-5a

I-O-5b

I-O-6a

1) 2)

zyklisch

nein = kein Versagen; zyklisch = zyklisches Querkraftversagen; Restt. = statische Resttragfähigkeit; stat. = statische Tragfähigkeit unplanmäßiges Querkraftversagen aufgrund Überbelastung infolge Steuerungsfehler

schreibt den 1. Teilversuch und der Buchstabe b entsprechend den 2. Teilversuch eines Trägers. Die Querkräfte bei Oberlast Vmax und Unterlast Vmin sowie die rechnerischen maximalen Hauptzugspannungen unter Oberlast σI,max wurden in einem Abstand von 1 m von der Lasteinleitung unter Berücksichtigung des Eigengewichts und der Lasteinleitungskonstruktion bestimmt. Mit Hauptzugspannungen σI,max von 0,5 N/mm² bis 2,2 N/mm² unter der einwirkenden Oberlast bei zyklischer Beanspruchung betrug die Ausnutzung der gemessenen zentrischen Zugfestigkeit fctm,tm nach Tab. 1 etwa 15 % bis 69 %. Die untersuchten Querkraftschwingbreiten ΔV zwischen 0,10 · Vmax und 0,66 · Vmax waren teilweise größer als die 38

nein

Beton- und Stahlbetonbau 108 (2013), Heft 1

bei Betonbrücken auftretenden, da aufgrund des relativ hohen Eigengewichts der Betonbrücken der ermüdungswirksame Anteil der Querkräfte aus Verkehrslasten geringer ist. Bei den I-Trägern wurde in fünf Versuchen (I-O-1a, I-O-2b, I-O-4b, I-O-5a, I-O-5b) die statische Resttragfähigkeit nach vorheriger zyklischer Belastung ermittelt. In fünf Versuchen trat ein zyklisches Querkraftversagen ein (I-O-1b, I-O-2a, I-O-3b, I-O-4a, I-O-6b) und in Versuch I-O-6a erfolgte ein unplanmäßiges Querkraftversagen aufgrund einmaliger Überbelastung infolge eines Steuerungsfehlers der Prüfmaschine.

Tab. 3

Rechnerische statische Querkrafttragfähigkeit, Belastungskombinationen, Lastwechselzahlen, maximale Hauptzugspannungen und Versagensarten (T-Träger) Calculated static shear strength, applied load regimes and load cycles, maximal principal tensile stresses and observed failures (T-beams)

Träger

VRm,ct (Gl. 2) [kN]

Vmax [kN]

Vmin [kN]

Zyklen Ni [·103]

Σ Ni [·103]

σI,max [N/mm²]

Versagen1)

T-O-1a

252

272,0 297,0

209,5 234,5

3.950 1.440

3.950 5.390

0,9 1,0

nein nein

T-O-2a

220

237,8 272,0 272,0 272,0

213,6 245,0 209,5 172,0

2.000 3.200 500 245

2.000 5.200 5.700 5.945

0,9 1,2 1,2 1,2

nein nein nein nein

T-O-3Ra

212

218,8 218,8 234,5

196,6 154,0 169,7

2.000 1.250 21,4

2.000 3.250 3.271,4

0,9 0,9 1,0

nein nein zyklisch

T-O-3

203

197,0 419,9

177,0 –

500 0,001

500 500

0,9 8,7

nein Restt.

T-O-4a

207

207,0 217,0 227,0

152,0 162,0 172,0

1.500 1.250 167

1.500 2.750 2.917

0,8 0,9 1,0

nein nein nein

T-O-5a

209

227,0 242,0

172,0 187,0

1.500 1.415

1.500 2.915

1,0 1,5

nein nein

T-O-6a

215

242,0 242,0

179,5 147,0

1.000 1.750

1.000 2.750

0,9 0,9

nein nein

nein = kein Versagen; zyklisch = zyklisches Querkraftversagen; Restt. = statische Resttragfähigkeit

Die untersuchten Querkraftbelastungen und Lastwechsel der Plattenbalkenquerschnitte sind in Tab. 3 zusammengefasst. Aufgrund der Lastwechsel im ersten Teilversuch und den daraus resultierenden Biege- und Schubrissen konnten keine Drei-Punkt-Biegeversuche durchgeführt werden. An einem Träger wurde die statische Resttragfähigkeit nach vorheriger zyklischer Belastung ermittelt (T-O-3a) und in einem Versuch (T-O-3Ra) versagte der Träger infolge Querkraftermüdung. Trotz ausgeprägter Biegeriss- und Schubrissbildung trat in fünf Versuchen unter den aufgebrachten Lasten kein Versagen ein. Aufgrund des schlagartigen Versagens des Trägers T-O-3 unter statischer Belastung mit großflächigen Betonabplatzungen wurde in den restlichen Versuchen die Resttragfähigkeit nicht bestimmt, um eine Beschädigung der Messtechnik zu vermeiden.

3.3 Ergebnisse 3.3.1 Versagensankündigung I-Träger Die Rissbilder von zwei I-Trägern und einem T-Träger einschließlich der Belastungsart für die jeweilige Trägerhälfte bei Versagen sind in Bild 5 exemplarisch angegeben. Die I-Träger versagten unabhängig von der Belastungsart (statisch, zyklisch) aufgrund eines Schubzugversagens mit diagonaler Schubrissbildung im Steg. Ein Einfluss der Belastungsart auf den Risswinkel, der zwischen 28° und 36° variierte, konnte nicht beobachtet werden. Mit zunehmender Lastwechselzahl entstanden bei den Trägern

Bild 5

Typische Rissbilder der Versuchsträger Typical crack patterns of the test beams

I-O-4 und I-O-6 mehrere kurze Haarrisse im Steg mit Rissbreiten kleiner als 0,05 mm. Die Haarrisse wiesen eine größere Neigung auf als die für das zyklische und statische Querkraftversagen maßgebenden Diagonalrisse. Das zyklische Versagen erfolgte ähnlich wie bei der Bestimmung der Resttragfähigkeit aufgrund der fehlenden Querkraftbewehrung schlagartig ohne augenscheinliche Vorankündigung. Zur Untersuchung der Rissentwicklung unter zyklischer Belastung wurden induktive Wegaufnehmer und Dehnungsmessstreifen verwendet. In Bild 6 (links) ist exemBeton- und Stahlbetonbau 108 (2013), Heft 1

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Bild 6

Durchbiegung an Lasteinleitung (links) und Schubrissbreite (rechts) in Versuch I-O-4a unter Oberlast Deflection underneath load introduction (left) and diagonal crack width (right) in test I-O-4a under maximum load

plarisch die Durchbiegung an der Lasteinleitung von Versuch I-O-4a unter Oberlast in Abhängigkeit von der Lastwechselzahl dargestellt. Die Durchbiegung erhöhte sich kontinuierlich mit zunehmender Lastwechselzahl, und der Durchbiegungszuwachs verlief bis kurz vor Versagen annähernd konstant. Lediglich während der ersten 120 000 Lastwechsel war ein geringfügig größerer Zuwachs zu beobachten. Die sprunghafte Durchbiegungszunahme nach 3,5 · 106 Lastwechseln ist auf die Erhöhung der Oberlast zurückzuführen. Während der letzten 600 Lastwechsel vor Versagen vergrößerte sich die Durchbiegung überproportional auf mehr als 8,0 mm aufgrund einer schlagartigen Diagonalrissbildung im Steg. In Bild 6 (rechts) ist die Verformung des senkrecht zum maßgebenden Versagensriss verlaufenden Wegaufnehmers R2D während der letzten 2 000 Lastwechsel des Versuchs I-O-4a dargestellt. Nach 4,5013 · 106 Lastwechseln entstand schlagartig ein Schubriss mit einer Rissbreite von etwa 2,0 mm. Weitere 300 Lastwechsel später bildete sich ein zweiter Schubriss innerhalb des 200 mm langen Messbereichs des Wegaufnehmers und führte zum letztendlichen Versagen des Trägers nach insgesamt 4,502 · 106 Lastwechseln. Informationen zur Versagensankündigung der Träger I-O-1 bis I-O-3 können [9] entnommen werden.

3.3.2 Versagensankündigung T-Träger Die T-Träger wiesen jeweils Biegerisse in Trägermitte sowie geneigte Schubrisse zwischen Lasteinleitung und Auflager auf (Bild 5). Aufgrund des unterschiedlichen Verhältnisses von Biegelängs- und Schubspannungen weichen die Schubrissbildung unter zyklischer Beanspruchung und das Ankündigungsverhalten der T-Träger von dem zuvor beschriebenen Verhalten der doppeltprofilierten I-Träger ab. Die in den Versuchen beobachteten zyklischen Schubrisse lassen sich hinsichtlich ihrer Entstehung und Ursache in drei Arten unterteilen. Eine anschauliche Darstellung der Rissarten ermöglichen die mit dem fotogrammetrischen Messverfahren [11] ermittelten Dehnungen des Trägers T-O-1 in Hauptdehnungsrichtung εHF unter Oberlast (Bild 7). Das Messfeld (h = 26 cm, 40

Beton- und Stahlbetonbau 108 (2013), Heft 1

b = 35 cm) befand sich in der unteren Trägerhälfte etwa 0,6 m von der Lasteinleitung entfernt, um gezielt den Bereich mit vorhandenen Biegerissen und Randzugspannungen zu untersuchen. Mit zunehmender Lastwechselzahl stellte sich eine Schubrissbildung ausgehend von zuvor unter statischer oder zyklischer Belastung entstandenen Biegerissen ein (A). Nach Aufbringen weiterer Lastwechsel bildeten sich ausgehend von diesen Biegeschubrissen neue Schubrisse, die sich vom mittleren Stegbereich bis an die Trägerunterseite mit Randzugspannungen ausbreiteten (B), d. h. mit einem Rissfortschritt in umgekehrter Richtung wie bei der Rissart (A). Neben den Biegeschubrissen konnten bei den Plattenbalkenquerschnitten ebenfalls die in den Versuchen an I-Trägern beobachteten diagonalen Schubzugrisse auftreten (C), die zum einem im Steg unabhängig von Biegerissen entstanden und zum anderen auch bei weiterem Rissfortschritt nicht wie Rissart (B) den Biegezugrand erreichten. Die Entwicklung der Biegeschubrisse unter zyklischer Beanspruchung war in den durchgeführten Untersuchungen unabhängig von der Vorspannkraft, da diese überwiegend das Lastniveau der Schubrissbildung beeinflusst. In Bild 8 ist exemplarisch die Biege- und Schubrissbreitenentwicklung unter Oberlast in Versuch T-O-6a dargestellt. Die Biegerissbreite in der linken Trägerhälfte (WBT8) betrug nach dem ersten Lastwechsel 0,11 mm und vergrößerte sich kontinuierlich bis Versuchsende auf einen Wert von 0,93 mm. Hierbei war zu Beginn der beiden untersuchten Querkraftschwingbreiten bei gleicher Oberlast jeweils ein erhöhter Rissbreitenzuwachs zu erkennen, der sich mit zunehmender Lastwechselzahl verringerte. Dies betrifft ebenfalls die Rissbreitenentwicklung des zum Biegeriss zugehörigen Biegeschubrisses (R5D). So konnte die Belastung trotz einer Schubrissbreite von mehr als 3 mm bei Versuchsende in der linken Trägerhälfte ohne Versagen aufgebracht werden. In der rechten Trägerhälfte verlief die Schubrissbreitenentwicklung mit einer Rissbreite von etwa 1,9 mm bei Versuchsende analog (R2D). Die gemessene Rissbreite des zugehörigen Biegerisses (Rissart A) betrug unabhängig von der Lastwechselzahl etwa 0,3 mm. Dies ist auf die Entstehung eines neuen Biegeschubrisses

Bild 7

Fotogrammetrisch ermittelte Dehnungen εHF des Trägers T-O-1 in Hauptdehnungsrichtung unter Oberlast in einem Messfeld im Abstand 0,6 m von der Lasteinleitung Photo-optical concrete strain measurements εHF in principal direction of beam T-O-1 under maximum load in a measuring field located 0,6 m from load introduction

Bild 8

Biege- und Schubrissbreiten in Versuch T-O-6a unter Oberlast Bending and shear crack widths in test T-O-6a under maximum load

(Rissart B) außerhalb der Messlänge des Wegaufnehmers zurückzuführen, der sich mit zunehmender Lastwechselzahl aufweitete.

3.3.3 Versuchsnachrechnung Der Ermüdungsnachweis der Versuchsträger unter zyklischer Querkraftbeanspruchung nach DIN-Fachbericht 102 erfolgt auf Mittelwertniveau anhand des GOODMANDiagramms, das für eine Lastwechselzahl von 1 · 106 Lastwechseln hergeleitet wurde und für Einstufenversuche mit konstanter maximaler und minimaler Beanspruchung gilt (Bild 9). Die Referenzwerte der mittleren statischen

Querkrafttragfähigkeiten VRm,ct entsprechen somit den in Tab. 2 und Tab. 3 angegebenen Werten nach Gl. (2) (Gleichung 4.118a DIN-FB 102). Die eingetragenen Punkte stellen die untersuchten Belastungskombinationen dar, bei denen nach 1 · 106 Lastwechseln kein zyklisches Querkraftversagen auftrat. Die Belastungskombinationen, die in den Versuchen zu einem Ermüdungsversagen führten, sind aufgrund der Versuchsdurchführung mit unterschiedlichen Belastungen an einem Träger nicht eingetragen. Insgesamt ergeben sich somit 33 Punkte im GOODMAN-Diagramm. Alle berücksichtigten Punkte liegen außerhalb des zulässigen Bereichs (grau), sodass Beton- und Stahlbetonbau 108 (2013), Heft 1

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Querkraftschwingbreite der vorgespannten I-Träger auf Basis von Gl. (3) (Gleichung 4.119 DIN-FB 102) vorgeschlagen, die auf das Hauptzugspannungskriterium zurückgeht. Hierfür ist nachzuweisen, dass der Querschnitt unter der maßgebenden Belastung, analog zu den Versuchen, in Höhe des unteren Steganschnitts keine Längszugspannungen aufweist. Aufgrund dieser Forderung wird später zwischen einem Nachweis für I- und einem für T-Querschnitte unterschieden. Während bei den I-Querschnitten die Gurte in den Schubzonen in Höhe des Steganschnitts ungerissen bleiben, entwickeln sich bei den T-Querschnitten die Biegeschubrisse aus Biegerissen.

Bild 9

Versuchsnachrechnung nach DIN-Fachbericht 102 (GOODMANDiagramm) Comparison of test results and code provisions for shear fatigue (GOODMAN-Diagram)

Gleichung 4.189 nach DIN-Fachbericht 102 für die untersuchten Spannbetonträger abweichend von den Versuchsergebnissen ein Ermüdungsversagen vor 1 · 106 Lastwechseln voraussagt. Der Ansatz nach DIN-Fachbericht 102 zum Nachweis der Querkraftermüdung für Spannbetonträger ohne Querkraftbewehrung unterschätzt somit die ertragbare Lastspielzahl der untersuchten I-Träger und T-Träger. Darüber hinaus lagen die aufgebrachten Oberlasten mit einer Ausnahme oberhalb des rechnerisch ermittelten Wertes VRm,ct. Da die Träger bei der statischen Erstbelastung nicht bzw. bei einem Versuch (I-O-3a) erst bei einer höheren Beanspruchung versagten, unterschätzt dieser Ansatz auch die statische Querkrafttragfähigkeit der untersuchten Träger.

4 4.1

Ansatz zur Bestimmung der zyklischen Querkrafttragfähigkeit Allgemeines

Basierend auf den durchgeführten Untersuchungen werden zwei modifizierte Ansätze zur Ermittlung der Querkrafttragfähigkeit von Spannbetonträgern ohne Querkraftbewehrung unter zyklischer Beanspruchung beschrieben. Hierbei handelt es sich zum einen, in Anlehnung an DIN-Fachbericht 102 Gleichung 4.189, um eine Begrenzung der zulässigen Querkraftschwingbreite und zum anderen um die Begrenzung der zulässigen Schwingbreite der schiefen Hauptzugspannung.

4.2 Herleitung von Ingenieurmodellen 4.2.1 Querkraftschwingbreite Da die statische Querkrafttragfähigkeit nach Gl. (2) die Tragfähigkeit der untersuchten I-Träger deutlich unterschätzt, ist dieser Ansatz nicht zur Beschränkung der zulässigen Querkraftschwingbreite der Spannbetonträger bei zyklischer Beanspruchung geeignet. Abweichend von DIN-Fachbericht 102 wird daher eine Begrenzung der 42

Beton- und Stahlbetonbau 108 (2013), Heft 1

Für diese Vorgabe wurde ein zugehöriges GOODMAN-Diagramm für I-Querschnitte und eine Lastwechselzahl von 1 · 106 hergeleitet. Eine besondere Schwierigkeit war vor allem, dass aufgrund der über die Trägerlänge veränderlichen statischen Querkrafttragfähigkeit die bezogene Querkraftbeanspruchung unter Ober- und Unterlast sowie die bezogene Querkraftschwingbreite über die Trägerlängsrichtung variieren. Je kleiner die Verhältnisse Vmax/VRm,ct und ΔV/VRm,ct sind, desto konservativer ist das hiermit entwickelte GOODMAN-Diagramm. Die Lage der minimalen bezogenen Querkraftbeanspruchung und -schwingbreite hängt von der jeweiligen Belastung und dem Versuchsträger (Zugfestigkeit, Vorspannung) ab. In Bild 10 (links) ist exemplarisch der Verlauf der bezogenen Querkräfte und Querkraftschwingbreite in Versuch I-O-1a in Trägerlängsrichtung unter der zweiten aufgebrachten Lastkombination dargestellt. So variiert das Verhältnis Vmax/VRm,ct zwischen 0,87 am Auflager und 0,69 in der Mitte zwischen Auflager und Lasteinleitung. Der maximale Wert der bezogenen Querkraftschwingbreite beträgt 26 % am Auflager und verringert sich in Richtung Lasteinleitung auf 21 % der statischen Querkrafttragfähigkeit. Das in Bild 11 (links) dargestellte GOODMAN-Diagramm wurde für einen Abstand von 1 m vom Auflager erstellt, da dies etwa der Lage der maßgebenden Querkraftbeanspruchungen (min. Vmax/VRm,ct ) und Querkraftschwingbreiten (min. ΔV/VRm,ct) der Versuchsträger entspricht und eine gute Übereinstimmung mit der in den Versuchen beobachteten Lage der Schubrisse aufweist. Analog zur Versuchsnachrechnung für Bild 9 wurden alle Belastungskombinationen berücksichtigt, bei denen nach 1 · 106 Lastwechseln kein zyklisches Querkraftversagen auftrat. Bei der Begrenzung der zulässigen Querkraftschwingbreite auf Basis der statischen Querkrafttragfähigkeit VRm,ct nach Gleichung 4.119 von DIN-Fachbericht 102 darf die maximale Querkraft 0,75 · VRm,ct nicht überschreiten, und die Schwingbreite zwischen Oberlast und Unterlast ist auf 1/3 · VRm,ct zu begrenzen. Somit liegen sieben der 21 Belastungskombinationen an I-Trägern ohne Ermüdungsversagen außerhalb des zulässigen Bereichs (grau), d. h. die ertragbare Bruchlastspielzahl wird entsprechend unterschätzt. Die gestrichelten Linien in Bild 11 stellen die Form der Grenzen für querkraft- und druckbeanspruchten Beton nach DIN-Fachbericht 102 dar. Da bei den

Bild 10 Bezogene Querkraftbeanspruchung und Querkraftschwingbreite (links) und maximale Hauptzugspannung in Trägerlängsrichtung (rechts) des Trägers I-O-1 (zweite Belastungskombination) Applied shear load and shear load amplitude (left) and maximum principal tensile stress (right) of beam I-O-1 (2nd load combination)

Bild 11 Modifizierter Ansatz zur Begrenzung der Querkraftschwingbreite (links) und der Hauptzugspannungsschwingbreite (rechts) für vorgespannte I-Träger Limitation of shear load amplitude (left) and principal tensile stress (right) for prestressed I-beams

T-Trägern die Betonrandzugspannungen unter statischer Belastung im rechnerischen Bruchzustand über einen großen Bereich des Schubfeldes die Betonzugfestigkeit überschreiten, sind eine Berechnung von VRm,ct nach dem Hauptzugspannungskriterium und der vorgestellte Ansatz für den Ermüdungsnachweis nicht möglich.

4.2.2 Schwingbreite der schiefen Hauptzugspannung Eine alternative Form des Nachweises der Querkraftermüdung ist die Begrenzung der Hauptzugspannungsschwingbreite in Anlehnung an den Nachweis der statischen Querkrafttragfähigkeit nach DIN 4227 [3]. Hierbei ist grundsätzlich wieder zwischen I-Trägern und Plattenbalkenquerschnitten zu unterscheiden. Da die Betonlängsspannungen im Ansatz für VRm,ct nach Gleichung 4.119 DIN-FB 102 eingehen und die ermüdungswirksamen Ober- und Unterlasten von den statischen Bruchlasten abweichen, sind die Verhältniswerte σI/fctm und V/VRm,ct nicht identisch. In Bild 10 (rechts) ist der Verlauf der bezogenen maximalen Hauptzugspannung in Versuch I-O-1a in Trägerlängsrichtung unter der zweiten aufge-

brachten Lastkombination dargestellt. Während die minimale Ausnutzung der statischen Querkrafttragfähigkeit unter dieser Belastungskombination 69 % betrug (Bild 10, links), ergibt sich bezogen auf die Betonzugfestigkeit ein minimaler Wert σI,max/fctm von 57 % in einer Entfernung von 1 m vom Auflager. Die Erstellung des GOODMAN-Diagramms in Bild 11 (rechts) erfolgte ebenfalls für einen Abstand von 1 m vom Auflager. Hierbei sind, im Gegensatz zur Begrenzung der Querkraftschwingbreite, die untersuchten bezogenen Betonzugfestigkeiten unter Ober- und Unterlast der I-Träger dargestellt, bei denen nach 1 · 106 Lastwechseln kein Ermüdungsversagen eintrat. Unter der maximalen Einwirkung dürfen 60 % der Betonzugfestigkeit nicht überschritten werden, und die zugehörige Schwingbreite der Hauptzugspannung ΔσI muss kleiner als 0,375 · fctm sein. Auch bei diesem Ansatz wird für sechs von 21 Belastungskombinationen eine geringere zyklische Querkrafttragfähigkeit der I-Träger prognostiziert als in den Versuchen beobachtet. Der Ansatz für I-Träger sollte nur angewendet werden, wenn der Querschnitt in Höhe des unteren Steganschnitts keine Längszugspannungen aufweist. Beton- und Stahlbetonbau 108 (2013), Heft 1

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Bild 12 Zulässige Hauptzugspannungsschwingbreite für vorgespannte T-Träger Limitation of principal tensile stress for prestressed T-beams

spannung σI,max bei T-Trägern den Wert 0,35 · fctm nicht überschreiten. Die maximal zulässige Schwingbreite ΔσI beträgt 15 % der Betonzugfestigkeit. Aufgrund der beschränkten Trägerabmessungen lag in den durchgeführten Versuchen in Trägerlängsrichtung ein relativ kurzer Bereich mit Randzugspannungen und zugehörigen Hauptzugspannungen im Steg vor. Die Definition der zulässigen Werte σI,max, σI,min und σcu im gewählten Nachweisschnitt kann daher als pragmatische und tendenziell konservative Festlegung eingestuft werden. Gleichzeitig wird hierdurch der Anwendungsbereich des modifizierten Ansatzes eingeschränkt. Durch die vorhandene Spannungsbegrenzung liegen sechs von zwölf Belastungskombinationen ohne Ermüdungsversagen außerhalb des zulässigen Bereichs, sodass die ertragbare Lastwechselzahl unterschätzt wird.

4.3 Die zulässige Schwingbreite der Hauptzugspannung für vorgespannte Plattenbalkenquerschnitte bei Ansatz von fctm für eine ertragbare Lastwechselzahl von 1 · 106 ist in Bild 12 dargestellt (grau hinterlegt). Die Auswertung erfolgte analog zu den Versuchen an I-Trägern für einen Abstand von 1 m von der Lasteinleitung. Hierbei sind die untersuchten Belastungskombinationen hinsichtlich der im gewählten Nachweisschnitt wirkenden Längsspannung am unteren Trägerrand σcu unter Oberlast in vier Gruppen unterteilt. Die Begrenzung der zulässigen Schwingbreiten und der bezogenen Randzugspannung ergibt sich aufgrund der vorhandenen Versuchsdaten. In Anlehnung an das GOODMAN-Diagramm für druck- bzw. querkraftbeanspruchten Beton ist ebenfalls die Grenze nach DINFachbericht 102 dargestellt (gestrichelte Linien). Bei Plattenbalkenquerschnitten sollte die Randzugspannung 0,1 · fctm nicht überschreiten, da wegen der beschränkten Versuchsanzahl für größere Randzugspannungen keine abgesicherte Aussage möglich ist. Aufgrund der im Vergleich zu I-Trägern unterschiedlichen Rissbildung und Spannungsverhältnisse sollte die maximale Hauptzug-

Bemessungsmodelle

Basierend auf den modifizierten Ansätzen werden nachfolgend Vorschläge zur Bestimmung der zyklischen Querkrafttragfähigkeit von Spannbetonträgern ohne Querkraftbewehrung unter Berücksichtigung von Teilsicherheitsbeiwerten beschrieben. In Bild 13 (links) ist die zulässige Querkraftschwingbreite für Spannbetonträger ohne Stegbewehrung mit I-Querschnitt dargestellt. Der Bemessungswert der statischen Querkrafttragfähigkeit VRd,ct ergibt sich entsprechend Gleichung 4.119 nach DIN-Fachbericht 102, wobei mit γc = 1,8 für unbewehrten Beton und dem unteren Fraktilwert der Betonzugfestigkeit fctk;0,05 zu rechnen ist. Im Rahmen der Umstellung auf DIN EN 1992-2 mit Nationalem Anhang für Deutschland kann analog fctd = αct · fctk;0,05/γc = 0,85 · fctk;0,05/1,5 angesetzt werden. Das GOODMAN-Diagramm zur Begrenzung der zulässigen Hauptzugspannungsschwingbreite unter Berücksichtigung von Teilsicherheitsbeiwerten ist in Bild 13 (rechts) dargestellt. Hierbei sind sowohl die Grenzen für Spannbetonträger mit I-Querschnitt (hellgrau) als auch mit T-Querschnitt (dunkelgrau) angegeben.

Bild 13 Zulässige Querkraftschwingbreite für vorgespannte I-Träger (links) und zulässige Hauptzugspannungsschwingbreite für vorgespannte I-Träger und T-Träger (rechts) Limitation of shear load amplitude of prestressed I-beams (left) and limitation of principal tensile stress of prestressed I-beams and T-beams (right)

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Die Bemessungswerte der einwirkenden Hauptzugspannung unter maximaler und minimaler Beanspruchung σI,max,Ed bzw. σI,min,Ed werden auf den Bemessungswert der Betonzugfestigkeit fctd bezogen. Dieser ergibt sich zu fctk;0,05/γc = fctk;0,05/1,8 bei Anwendung von DIN-Fachbericht 102 bzw. αct · fctk;0,05/γc = 0,85 · fctk;0,05/1,5 nach DIN EN 1992-2/NA(DE). Bei I-Querschnitten ist die Spannung im Steganschnitt so zu begrenzen, dass unter der maßgebenden Lastfallkombination Druckspannungen vorliegen. Bei Plattenbalkenquerschnitten darf die Betonlängsspannung am unteren Trägerrand 0,1 · fctd nicht überschreiten. Aufgrund der derzeit fehlenden Erkenntnisse zu den ermüdungswirksamen Lasten für Querkraft wird bei dem vorgestellten modifizierten Ermüdungsnachweis für Spannbetonbrücken in Anlehnung an [12] vorgeschlagen, die häufige Einwirkung des Lastmodells 1 als ermüdungswirksame Verkehrsbelastung anzusetzen. Dies gilt ebenfalls für die Begrenzung der Biegespannungen, sodass die Nachweise unter der gleichen Einwirkungskombination erfolgen können. Zur genaueren Beschreibung der ermüdungswirksamen Lasten sind weitergehende Untersuchungen sinnvoll.

Zusammenfassung

Zur Untersuchung der zyklischen Querkrafttragfähigkeit von Spannbetonträgern ohne Querkraftbewehrung wurden am Institut für Massivbau der RWTH Aachen Versuche an einem doppeltsymmetrischen profilierten I-Querschnitt (sechs Träger) und einem Plattenbalkenquerschnitt (sieben Träger) durchgeführt. Neben der Ermittlung der Bruchlastspielzahl war das Ankündigungsverhalten vor Versagen ein wesentlicher Untersuchungsaspekt. Die Dimensionierung der Versuchsträger und Festlegung der Versuchsparameter erfolgte auf Basis einer Analyse von typischen Bestandsbrücken der Bundesfernstraßen. Aus den Untersuchungen lassen sich folgende Schlussfolgerungen ziehen: (1) Das zyklische Querkraftversagen der vorgespannten I-Träger erfolgte schlagartig durch eine Diagonalrissbildung im Steg ohne augenscheinliche Vorankündigung. Hierbei war ein Großteil des Schubfeldes unter Oberlast an der Trägerunterseite überdrückt, sodass im Steg in der Regel keine Biegerisse vorlagen.

(2) Bei dem Plattenbalkenquerschnitt konnte unter zyklischer Beanspruchung sowohl eine ausgeprägte Biegeriss- und Biegeschubrissbildung als auch das Entstehen diagonaler Schubzugrisse im Steg beobachtet werden. Das zyklische Querkraftversagen erfolgte schließlich durch eine schlagartige Schubzugrissbildung im Steg. (3) Die Ansätze zur Querkraftermüdung nach DIN-Fachbericht 102 unterschätzen die ertragbare Lastspielzahl der untersuchten Träger deutlich. Dies ist im Wesentlichen auf eine Unterschätzung der statischen Querkrafttragfähigkeit zurückzuführen. (4) Auf Basis der Untersuchungen wurden für Spannbetonträger ohne Querkraftbewehrung zwei modifizierte Ansätze in Form von GOODMAN-Diagrammen zur Ermittlung der Querkrafttragfähigkeit unter zyklischer Beanspruchung entwickelt. Hierbei sind die Biegelängsspannungen am unteren Rand des Steges (I-Querschnitt) bzw. unteren Querschnittsrand (T-Querschnitt) zu begrenzen. (5) Beim ersten Ansatz für I-Querschnitte handelt es sich, in Anlehnung an DIN-Fachbericht 102, um eine Begrenzung der zulässigen Querkraftschwingbreite bei Verwendung von Gleichung 4.119 nach DINFachbericht 102. (6) Beim zweiten Ansatz erfolgt der Nachweis der zyklischen Querkrafttragfähigkeit durch eine Begrenzung der zulässigen Schwingbreite der schiefen Hauptzugspannung. Zur abschließenden Überführung in ein Bemessungsmodell sind noch die ermüdungswirksamen Lasten, die maßgebende Einwirkungskombination zur Begrenzung der Biegelängsspannungen und die anrechenbare Betonzugfestigkeit von Bestandsbrücken genauer zu untersuchen.

Dank Das Forschungsvorhaben „Ermüdungsverhalten von profilierten Spannbetonträgern ohne und mit geringer Querkraftbewehrung“ wurde durch die Deutsche Forschungsgemeinschaft (DFG) und das Forschungsvorhaben „Ermüdung von Spannbetonbrücken“ durch Hessen Mobil gefördert. Der DFG, Hessen Mobil und den Mitgliedern der Beratergruppe sei an dieser Stelle herzlich gedankt.

Literatur [1] NAUMANN, J.: Brücken und Schwerverkehr – Eine Bestandsaufnahme. Bauingenieur 85 (2010), Heft 1, S. 1–9. [2] DIN 1072 – Straßen- und Wegbrücken; Lastannahmen. Berlin, 1953. [3] DIN 4227 – Spannbeton – Richtlinien für Bemessung und Ausführung (1953). In: Betonkalender 1967, Verlag Ernst & Sohn, Berlin. [4] DIN-Fachbericht 101 – Einwirkungen auf Brücken. Berlin, 2009.

[5] DIN-Fachbericht 102 – Betonbrücken. Berlin, 2009. [6] HEGGER, J.; K ARAKAS, A.; P ELKE, E.; SCHÖLCH, U.: Zur Querkraftgefährdung bestehender Spannbetonbrücken – Teil I: Grundlagen. Beton- und Stahlbetonbau 104 (2009), Heft 11, S. 737–746. [7] KESSLER-KRAMER, CH.: Zugtragverhalten von Beton unter Ermüdungsbeanspruchung. Dissertation, Karlsruhe, 2002.

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F. Teworte, J. Hegger: Querkraftermüdung von Spannbetonträgern ohne Querkraftbewehrung

[8] THUN, H.; OHLSSON, U.; ELFGREN, L.: A deformation criterion for fatigue of concrete in tension. Structural Concrete 12 (2011), Nr. 3, S. 187–197. [9] TEWORTE, F.; HEGGER, J.: Shear Fatigue of Prestressed Concrete Beams, IABSE-IASS Symposium 2011 „Taller, Longer, Lighter – Meeting growing demand with limited resources“, Sept. 2011. [10] Deutscher Ausschuss für Stahlbeton (DAfStb): Heft 600 – Erläuterungen zu DIN EN 1992-1-1 und DIN EN 1992-1-1/NA (Eurocode 2). Beuth Verlag, Berlin, 2012. [11] HEGGER, J.; SHERIF, A.; GÖRTZ, S.: Investigation of Preand Postcracking Shear Behaviour of Prestressed Concrete Beams Using Innovative Measuring Techniques. ACI Structural Journal 101 (2004), Nr. 2, S. 183–192. [12] ZILCH, K.; ZEHETMAIER, G.; GLÄSER, C.: Ermüdungsnachweis bei Massivbrücken. In: Betonkalender 2004, Verlag Ernst & Sohn, Berlin, S. 310–406.

Autoren

Dipl.-Ing. Frederik Teworte fteworte@imb.rwth-aachen.de

Prof. Dr.-Ing. Josef Hegger jhegger@imb.rwth-aachen.de

RWTH Aachen Lehrstuhl und Institut für Massivbau Mies-van-der-Rohe-Straße 1 52074 Aachen

AKTUELL

Kanalüberführung Elbeu

Beton- und Stahlbetonbau 108 (2013), Heft 1

neue Kanalstrecke in Dammlage für den Verkehr freigegeben werden. Der Tunnel wird in offener Bauweise mit 9000 m³ Transportbeton C30/37 mit langsamer Festigkeitsentwicklung hergestellt.

(Foto: Porr)

Nördlich von Magdeburg kreuzt der Mittellandkanal die Trasse der Deutschen Bahn von Magdeburg nach Stendal. Schon seit 1928 besteht beim Dorf Elbeu eine Kanalüberführung, die der Schifffahrt freie Passage über die Eisenbahnstrecke ermöglicht. Jetzt wird der Mittellandkanal im Zuge des Verkehrsprojekts Deutsche Einheit Nr. 17 ausgebaut, damit moderne Güterschiffe die gesamte Hauptstrecke befahren können. Der Ersatzneubau ist eine zentrale Baumaßnahme an der Kanalhauptstrecke. Das Wasserstraßen-Neubauamt Helmstedt lässt die Kanalbrücke erneuern; zugleich werden die Regelquerschnitte an die aktuellen technischen Anforderungen der Deutschen Bahn angepasst. Ende 2013 sollen die 42 m breite zweischiffige Kanalbrücke, der darunter liegende 164 m lange Bahntunnel und die

Der Ersatzneubau der Kanalüberführung Elbeu ist eine zentrale Baumaßnahme an der Kanalhauptstrecke des Mittellandkanals.

Sowohl der Schiffsverkehr als auch der Bahnbetrieb bleiben während der gesamten Bauarbeiten aufrechterhalten. Zunächst wurde eine etwa 900 m lange einschiffige Umfahrung inklusive Ausweichbrücke errichtet. Erst als diese temporäre Parallelstrecke geflutet und der Schiffsverkehr wieder aufgenommen worden war, konnten die bisherige Fahrrinne gesperrt und die alte Kanalüberführung abgebrochen werden. Th.

FACHTHEMA

Karsten Winkler, Peter Mark

Experimentelle Umsetzung von Symmetrielagerungen Grundidee des Beitrags ist es, Symmetrien von Stahlbetonbalken oder -platten in Last und Bauteilgeometrie im Experiment zur Systemreduktion zu nutzen. Bei einfacher bzw. doppelter Achsensymmetrie bedeutet das die Halbierung bzw. Viertelung der Prüfkörper. Gleiches gilt für die Bauteileigengewichte und die Prüflasten. Dazu sind biegesteife Widerlager zu entwickeln, die gleichzeitig vertikal ideal verschieblich sind. Der Beitrag zeigt Entwicklung, Umsetzung und Verifikation der Symmetrielagerungen mit den Anschlüssen zu den Betonkörpern. Sie bestehen aus präzise zu fertigenden Profilstahlkonstruktionen der Widerlager, Gleitebenen aus gefettetem Teflon und vorgespannten Rückspannungen der Biegezugbewehrungen. Vergleichsuntersuchungen an reduzierten „Halbbalken“ und Vollsystemen als Referenz zeigen nahezu übereinstimmende Ergebnisse.

Experimental realization of symmetry bearings Taking advantage of symmetries of reinforced concrete beams and slabs in experimental setups characterizes the fundamental idea in this paper. This leads to significant reductions of test loads and dimensions of test members, i.e. bisection for single and quartering for double axis symmetry, respectively. For this purpose, an almost frictionless sliding as well as a flexurally rigid performance at the symmetry bearing have to be realized. The contribution focuses on development, realization and verification of symmetry bearings and their interface connections to test members. The bearing modules consist of precisely manufactured steel elements, combined with prestressed anchorages of the bending reinforcement. Almost frictionless sliding is ensured by thin greased PTFE-sheets. Comparative investigations show almost identical test behaviours of symmetrically reduced test specimens and corresponding full-size members.

ein, der die Widerstände bei statischer Nutzhöhe d > 0,20 m reduziert. Zur Überprüfung von k wurde an der Ruhr-Universität Bochum eine erste Serie an Schubversuchen mit fünf maßstäblich skalierten Stahlbetonbalken ohne Querkraftbewehrung und Rechteckquerschnitt b/h im Drei-Punkt-Biegeversuch durchgeführt, mit d zwischen 0,20 und 0,90 m [10] und ansonsten gleichen Versuchsparametern (Bild 1), derart, dass die strengen Anforderungen an maßstabsgetreue Versuche erfüllt sind [6]. Bild 2 zeigt als Auswertung die Modellsicherheitsbeiwerte γmod nach [11 bis 14] mit

Einleitung

Experimente an Stahlbetonkörpern mit großen Abmessungen sind seit vielen Jahren im Fokus von nationalen wie internationalen Untersuchungen [1 bis 3]. Sie sollen Bauteilen mit real sehr großen Abmessungen möglichst nahe kommen. Typische Beispiele der Praxis sind Balken oder Platten des Industrie- oder Brückenbaus mit Höhen im Metermaßstab. Aber auch im Hochbau sind punktgestützte Platten mit Dicken von 0,60 m und darüber nicht selten. Die Grenzen der Testbarkeit im Labor sind oft bereits bei Lasten weniger Meganewton und Probekörpergewichten einiger Tonnen erreicht. Als Lösung wurden schon früh Experimente an skaliert verkleinerten Modellkörpern angestellt [4, 5]. Allerdings ist die Extrapolation von „klein auf groß“ aufgrund von Modell- und Maßstabseffekten [4, 6] oft schwierig und mit Unsicherheiten verbunden, da Tragfähigkeiten bei Betonversagen in der Regel unterproportional zu Bauteilabmessungen anwachsen. Diese Phänomene des Maßstabseinflusses sind beispielsweise aus der Würfelprüfung von Beton bekannt – kleinere Würfel widerstehen aufgrund der heterogenen Betonstruktur höheren Spannungen als größere – und in Vorschriften des Stahlbetonbaus im Bereich der Schubbemessung verankert [7 bis 9]. Bei den rechnerischen Tragfähigkeiten gegen Querkräfte bei nicht querkraftbewehrten Bauteilen und dem Durchstanzen geht ein Maßstabsfaktor k mit k =1+

200 ≤2 d [mm]

(1)

γ mod =

Vexp

(2)

VR,c 1

VR,c = 0,14k(100ρl fck ) 3 bd

(3)

über d aufgetragen. Darin bezeichnen Vexp die maximale Querkraft im Experiment und ρl den Längsbewehrungsgrad in der Zugzone. γmod beschreibt die Sicherheit bezogen auf die 5 %-Fraktile der Grundgesamtheit der Versuche. Dabei weist die Auswertung der Versuchsserie eine abfallende Tendenz bei größeren Bauteilhöhen hin zur unsicheren Seite auf, obwohl der Maßstabsfaktor nach Gl. (1) in der Darstellung bereits enthalten ist. Versuche an Balken mit großen Nutzhöhen jenseits eines Meters wären also besonders wichtig, sind aber in der Literatur nur wenig vorhanden. Noch deutlicher wird dies für den Bereich des Durchstanzens schubschlanker Plat-

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DOI: 10.1002/best.201200060

K. Winkler, P. Mark: Experimentelle Umsetzung von Symmetrielagerungen Tab. 1

Bild 1

Gestapelte Balken einer maßstäblich skalierten Serie zum Querkraftversagen ohne Querkraftbewehrung, nach [15] True-scaled concrete beams without shear reinforcement, acc. to [15]

Überschlägig ermittelte Eigengewichte G von kreisförmigen Platten und zugehörige Prüflasten P zum Durchstanzen Estimated values of dead loads G of circular slabs and corresponding ultimate loads P for punching

h [cm]

Vollplatte G [t] P [MN]

Plattenviertel G [t] P [MN]

35 50 70 90

5,8 16,5 51,0 84,0

1,4 4,1 12,8 21,0

1,8 3,6 6,7 9,7

0,5 0,9 1,7 2,4

Spalte (Vollplatte) überschlägige Gewichte G und Prüflasten P zusammen, die dies für Platten jenseits etwa 0,50 m Dicke eindrucksvoll belegen. Dabei wurde beispielhaft von einem Versagen ohne Durchstanzbewehrung ausgegangen, mit einer Schubschlankheit a/d = 3,5, γc = 25 kN/m³, fc = 30 MN/m² und einer Absicherung gegen ungewolltes Biegeversagen von 20 %.

Bild 2

Entwicklung des Modellsicherheitsbeiwerts γmod über die statische Nutzhöhe d Development of the model safety factor γmod along effective depth d

Grundüberlegung der in Kooperation des Lehrstuhls für Massivbau mit den Versuchseinrichtungen KIB-KON an der Ruhr-Universität Bochum entwickelten Lagerungskonstruktionen ist die Nutzung von Achssymmetrien zur Prüfkörperreduktion, wie sie bei Finite-Elemente-Berechnungen standardmäßig angewendet werden, um Rechenzeit zu sparen. Bei symmetrischer Last und Lagerung kann ein einfacher Balken auf seine Hälfte, eine durchzustanzende Platte mit orthogonalem Bewehrungsnetz auf ein Viertel ihrer Ursprungsgröße reduziert werden. Gewichte wie Prüflasten verringern sich entsprechend (Tab. 1, rechte Spalte).

Bild 3

Anzahl von Durchstanzversuchen an schubschlanken Stahlbetonplatten über der statischen Nutzhöhe d, nach [18] Quantities of punching shear tests on slender slabs along effective depth d, acc. to [18]

ten, wo Plattendicken bis ca. 0,20 m sehr gut experimentell abgesichert sind [11], ab etwa 0,40 m Dicke [16] aber kaum Versuchsergebnisse mehr vorliegen (Bild 3). Eingeschlossen sind dabei keine Versuche an (gedrungenen) Fundamenten, wo bereits merklich dickere Fundamente getestet wurden, z. B. [17]. Die Notwendigkeit von Versuchen an großen Betonkörpern ist also bei sprödem Schubversagen besonders gegeben. Allerdings steigen Lasten und Eigengewichte der Versuchskörper gerade beim Durchstanzen enorm an, sodass sie schnell die Kapazitäten üblicher Laboreinrichtungen übersteigen. Tab. 1 stellt dazu in der mittleren 48

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Symmetrieprinzipien

Für prismatische, einfache Balken mit einfach oder doppelt symmetrischen Querschnitten sowie Belastungen symmetrisch zur Feldmitte besteht einfache Achssymmetrie zur Balkenmitte, bei kreisrunden Platten gleichmäßiger Dicke und linienartiger Lasteintragung am Plattenrand eine doppelte Achssymmetrie mit Symmetrieachsen durch den Plattenmittelpunkt und parallel eines üblicherweise orthogonalen Bewehrungsrasters. Radiale und ringartige Bewehrungsanordnungen bei Kreisplatten ließen sogar weitere Vereinfachungen aus Rotationssymmetrie zu, allerdings soll im Folgenden von üblichen, senkrecht zueinander liegenden Bewehrungsnetzen ausgegangen werden. Das Bild 4 fasst Grundsysteme und reduzierte „Halbbalken“ bzw. „Viertelplatten“ mit den zugehörigen Lagerungsbedingungen und statischen Ersatzsystemen zusammen. Am Lager bzw. den Lagerlinien ist die vertikale Verschiebung uz frei möglich, Längsverschiebungen ux = 0, genauso die Verdrehung ϕ = 0 um die y-Achse. Eine Querkraft V tritt nicht auf. Daraus ergeben sich folgende Randbedingungen für die Widerlagerkonstruktionen: (a) Die vertikalen Verschiebungen uz müssen mithilfe von Gleitmaterialien nahezu unbehindert und reibungsfrei erfolgen können.

(d) Beim Durchstanzen tritt zusätzlich durch die Plattenbiegung eine gegenseitige Verschiebung von oberen zu unteren Plattenrändern entlang der Lagerlinien auf, was zwängungsfrei möglich sein muss (Bild 4, unten). Grundsätzlich sollen die Zug- und Druckbeanspruchungen aus der Biegewirkung am Lager durch Rückverankerung der Biegezugbewehrung und direkte Betonpressungen innerhalb der Druckzone abgeleitet werden.

3 3.1

Umsetzung im Experiment Reibarme Verschieblichkeit

Zunächst getrennt von Bauteiluntersuchungen wird die Gleitkonstruktion erarbeitet. Als Anforderungen sind zu erfüllen: – Minimale Reibkoeffizienten auch bei hohen Pressungen bis rund 60 MN/m² senkrecht zur Gleitebene in der Biegedruckzone, – eine geringe Dicke, um keine wesentlichen Eigenverformungen zuzulassen, – Formstabilität und Lagesicherheit auch bei großen Verschiebungen. Gefettete, dünne Teflonfolien (PTFE mit t = 0,5 mm) erweisen sich hier als optimales Gleitmaterial. In ähnlicher Art wurden sie auch zur Ausschaltung von Querdehnungsbehinderungen bei Würfeldruckversuchen als zwischengelegte Gleitschicht erfolgreich eingesetzt [19, 20]. Die Folien selber sind als Einzelstücke in geringfügig weniger tiefe „Taschen“ (durch Fräsen aus Stahlblechen ausgenommene Bereiche) mit t = 0,3 mm eingelassen, da sie bei nicht gehaltener, vollflächiger Lage verrutschen, reißen und dann stark an Effektivität verlieren. Die „Taschen“ halten die Folien lage- und formstabil (Bild 6). Dabei hat sich eine feine Durchlöcherung der Folien bewährt, durch die das Fett bei ersten Druckbeanspruchungen gleichmäßig austritt und so eine vollflächige Schmierebene ausbildet.

Bild 4

Symmetrieprinzipien von einfachen Balken (a) und kreisförmigen Platten mit linienartiger Randbelastung (b) Principles of symmetry: simple beams (a) and circular slabs with loading along the outer border (b)

(b) Eine Verschieblichkeit gegen das Widerlager ist durch hohe Längssteifigkeit zu verhindern (ux ≈ 0). (c) Gegenseitige Verdrehungen von Prüfkörper gegen das Widerlager sind minimal zu halten (ϕ → 0), da ansonsten Abplatzungen in der sich einschnürenden Druckzone entstehen können und zu hohe vertikale Verschiebungen auftreten.

Bild 7 zeigt exemplarisch das Ergebnis eines Reibversuchs nach Aufbau des Bildes 5 als Darstellung zwischen Verschiebung und nötiger Tangentialkraft für diese Verschiebung. Dabei presst ein Zylinder kraftgesteuert Stahlplatten mit Gleitebene gegeneinander (Vorspannkraft P0 = 600 kN, was mit Lastverteilung zur maximalen Pressungsgröße von 60 MN/m² führt), ein weiterer, weggesteuerter Zylinder senkrecht dazu verschiebt die Stahlplatten mit einer konstanten Geschwindigkeit von 0,5 mm/min entlang der Gleitebene. Seine Kraft F wird als Reaktionskraft aufgezeichnet und zusammen mit der Eigenlast der Stahlkonstruktion von G = 0,33 kN (beide wirken nach unten) zur Ermittlung der Reibkoeffizienten μ = (G + F)/P0 angesetzt. Nach erstem, typischem Haften tritt Gleiten mit leicht steigendem Kraftaufwand auf. Die Reibkoeffizienten bleiben mit unter 0,2 % sehr gering.

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Bild 5

Versuchsaufbau der Reibversuche (links) und teflonbeschichtete Gleitebene (rechts) Setup for friction tests (left) and sliding plane with greased PTFE-sheets (right)

Bild 6

Gefräste „Taschen“ im Gleitblech (links), eingelegte Teflonfolien (rechts) Milled notches in the sliding plate (left), placed thin PTFE-sheets (right)

3.2

Bild 7

Versuchslast und zugehörige Verschiebungen im Reibversuch mit berechneten Reibkoeffizienten μ Test load and corresponding displacements of the sliding test with calculated friction coefficients μ

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Biegesteifer Anschluss und Rückverankerung

Stahlwiderlager Als Widerlagerkonstruktion dient ein massives, an seinen Kontaktflächen plangeschliffenes Profilstahlbauteil. Es besteht im Wesentlichen aus einer 80 mm starken Frontplatte mit vertikalen Schlitzen zur Durchführung der Zugbewehrung aus den Betonkörpern hinter die Widerlagerebene. An der Hinterseite der Stahlplatte schließen Stahlbleche an zur Verankerung des Biegemoments in den Hallenboden eines Spannfeldes, und zwar aufgeteilt in eine Druckkomponente vorne an der Stahlplatte und eine Zugkomponente, rückgespannt mit Gewindestäben. Die Bilder 10 und 11 zeigen das Widerlager im Prinzip bzw. eingebaut zum Versuch. Das Raster der Schlitze beträgt 20 cm, sodass ein- oder zweilagige Rückspannungen

4, 5 6 7

1 2 3

Halbbalken Biegezugbewehrung mit Feingewindeanschluss Gleitblech mit Anschlussgewinden und konstruktiven Kopfbolzen

Bild 8

Schematischer Aufbau der Rückspannkonstruktion, Widerlagerplatte gestrichelt Schematic assembly of the anchorage structure, rigid steel frame dotted

Bild 9

Gleitebenen aus gefetteten PTFE-Folien Ankerplatte Gewindestangen

Balkenbewehrung mit DMS, Gleitblech und Anschlüssen (a), Gewindestangen zur Rückverankerung (b), Gleitebene am Versuchskörper (c), Gleitebene an der Ankerplatte (d) Beam reinforcement with strain gauges, sliding plate and anchorage connections (a), threaded rods for anchoring (b), sliding plane at test member (c), sliding plane at the anchorage of bending reinforcement (d)

mit entsprechendem Abstand verankert werden können. Ausgelegt ist die Konstruktion für Biegezug- bzw. -druckkräfte bis ca. 3 MN/m. Gleitbleche mit Bewehrungsanschluss Den Abschluss von reduzierten Balken („Halbbalken“) bzw. Platten („Viertelplatten“) zum Symmetrielager bil-

den Gleitbleche mit beschriebener Taschenausbildung mit PTFE-Folien (Bild 8), wobei auch auf der anderen Seite der Widerlagerplatte eine zweite Gleitebene an der Rückspannung liegt. Die zusätzlichen Kopfbolzen am Gleitblech sind lediglich konstruktiv ergänzt, da planmäßig bei ausgeschalteter Reibung keine Querkraft am Lager auftritt. Aus Montagegründen besitzen die GleitbleBeton- und Stahlbetonbau 108 (2013), Heft 1

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che einen Bewehrungsanschluss zur Rückspannvorrichtung hinter dem Stahlblech (gestrichelte Linien) des Widerlagers. Gewindeanschlüsse mit aufgedrehtem Feingewinde haben sich dabei gegenüber kommerziellen Anschlüssen mit metrischen Gewinden als günstiger weil schlupfärmer und gleichmäßiger in der Ausführungsqualität gezeigt. Wichtig ist es, den Schraubanschluss hin zur Rückspannvorrichtung vorzuspannen, sodass die aus dem Betonkörper bis hinter die Widerlagerplatte freiliegenden Zugstäbe während des eigentlichen Versuchs kaum Zusatzdehnungen erhalten, welche ungewollte Lagerverdrehungen erzeugen würden. Diese Vorspannungen erfolgen mit Hohlkolbenzylindern und werden in ihrer auf den Rückspannbereich begrenzten Wirkung – nicht wesentlich in die Betonkörper eingetragen – durch applizierte Dehnungsmessstreifen (DMS) kontrolliert.

und endet in einer wenige Zentimeter im Betonkörper liegenden lasteinleitenden Stahlplatte bzw. einem dicken Gleitblech. Bild 9a zeigt die Verankerung an einer separaten Platte im Balken, Bild 12 rechts die direkte Einarbeitung in ein dickes Gleitblech bei den Durchstanzversuchen. Letztendlich als günstigste Variante hat sich die indirekte Kopplung mit dicken Gleitblechen und Feingewindeverankerungen sowohl von Bewehrungsstäben aus dem Betonkörper auf der einen Seite als auch der hochfesten Gewindestäbe ∅36 der Rückspannung mit Güte 10.9 auf der anderen Seite gezeigt (vgl. Bild 12, rechts). Der nicht unerhebliche Materialaufwand für die dicken Gleitbleche relativiert sich zum Teil, da sie nahezu rückstandsfrei aus den Probekörpern herausgelöst und wiederverwendet werden können.

In die Anschlusskonstruktion wurde viel Entwicklungsarbeit investiert, da sie von entscheidendem Einfluss auf die effektive Verdrehsteifigkeit am Lager ist. Verfolgt werden zwei Varianten:

4 4.1

(a) Eine direkte Kopplung der Biegezugbewehrung über Muffen am dann relativ dünnen Gleitblech (2 bis 20 mm) (b) Eine indirekte Kopplung durch Einschrauben der Biegezugbewehrung mittels aufgedrehter Feingewinde in ein dickes Gleitblech (bis 40 mm) und auf der Rückseite versetzt dazu angeordnete Rückspannungen aus hochfesten Gewindestangen Um die Anschlusskonstruktionen zu Versuchsbeginn in eine ideal am Gleitblech anliegende Position zu bringen, ist eine zusätzliche, nahezu mittig über die Querschnittshöhe eingepasste Durchspannung in den Balken bzw. die Platten ergänzt. Sie dient nur dem zentrischen Anpressen

Der Versuchsstand setzt sich aus den Stahlrahmen als Widerlager, dem eigentlichen Halbbalken mit anbetonierter Gleitplatte, den Gleitebenen, der Rückspannung hinter die Stahlplatte des Widerlagers und einer klassischen, frei verdrehbaren Auflagerung am freien Balkenende zusammen. Das Bild 10 zeigt eine Schrägansicht des Aufbaus und ein Detail der Rückverankerung aus rückgeführter Zugbewehrung (unten) und zentrischer Vorpressung (oben). Das Biegemoment am Widerlager wird aufgeteilt in Zug- und Druckkomponenten über einen Querträger mit seitlichen Zugstäben und über direkten Kontakt im Spannfeld verankert. Die weggeregelte Versuchslast wird mit 0,5 mm/min leicht neben der Symmetrieebene aus einem mobilen servo-hydraulischen Prüfzylinder eingetragen. Messgrößen sind die Dehnungen der Bewehrungsstäbe im Betonkörper und der Rückspannung, Vertikal-

Bild 10 Schrägansicht eines eingebauten Halbbalkens und rückseitige Verankerung Inclined view on an assembled bisected beam and anchorage at the rear side

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Versuchsstand Biegeversuche am Halbbalken

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verschiebungen, Oberflächenverzerrungen mittels photogrammetrischer Aufnahmen ähnlich [21] und die horizontalen Verschiebungen von Gleitblech bzw. Widerlagerplatte. Aus Paaren von oberen und unteren Horizontalverschiebungen (uo, uu) mit vertikalem Abstand a kann linearisiert auf die Verdrehungen ϕ = |uo – uu|/a

(4)

am Widerlager geschlossen werden.

4.2

Durchstanzen an Plattenvierteln

Die Bau- und Messkomponenten der für die Balken genutzten Widerlager finden sich auch im Versuchsstand zum Durchstanzen von Plattenvierteln wieder (Bild 11). Nun bilden zwei in senkrechten Ebenen zueinander angeordnete Stahlwiderlager mit entsprechend nebeneinander angeordneten Gleitebenen und Schlitzen der Durchspannungen von a = 0,20 m die Lagerungskonstruktion, die für Platten mit Radien bis 1,20 m und Dicken bis ca. 0,40 m ausgelegt ist, um ausreichende Schubschlankheit zu gewährleisten. Im Eckbereich der vorderen Stahlplatten liegt das feste, vertikale Auflager der Platte als verschraubter Stützenstumpf. Die Lasteinleitung erfolgt von oben entlang des kreisförmigen Randes über vier Lasteinleitungspunkte mit jeweils einem Viertel der weggesteuert aufgebrachten Last F des Prüfzylinders (vgl. Bild 4). Die gleichmäßige Aufteilung [22] in vier Einzelkräfte sichern zwei Ebenen von Einfeldträgern aus Profilstahl, die in erster oberer Ebene mit einem Träger die Zylinderkraft zu zwei Lagerkräften F/2 halbieren und in zweiter unterer Ebene mit zwei weiteren Trägern noch weiter teilen zu vier Lagerkräften à F/4. Während bei den Halbbalken Fertigungstoleranzen der Betonkörper während der Montage ausgeglichen werden können, entfällt dieser Vorteil beim Durchstanzen, da alle drei Raumebenen durch die zwei orthogonalen Flächenlager miteinander verkoppelt sind. Entsprechend hoch sind die Genauigkeitsanforderungen sowohl für die Montage des Versuchsstands als auch für die Herstellung der Betonkörper. Eingesetzt werden daher mit CNC-Technologie präzise gefräste und geschliffene Stahlwiderlager, eine aussteifende Stahlgrundplatte zur Montage, separat

Bild 11 Versuchsstand der Durchstanzversuche mit Viertelplatte im Schema (oben) und im Labor (unten) Setup for punching shear tests on quarter slabs – schematic drawing (top) and in the laboratory (bottom)

hergestellte Stahlschalungen für die Plattenviertel und entsprechend genaue Messinstrumente, wie Maschinenwasserwaagen. Die Gleitebenen zum Stahlwiderlager bestehen aus getrennten, lamellenartig angeordneten Gleitblechen (Bild 12) mit indirekter Koppelung der im Versuch oben liegenden, gezogenen Längsbewehrung aus der Platte. Die gewollte Trennung in Lamellen ermöglicht eine zwangsarme Biegeverformung der Platte entlang der eingespannten Ränder, sodass sich die gezogenen oberen Ränder weiten, die gedrückten unteren Ränder zusammenstauchen können. Die vertikalen Schlitze in der Widerlagerplatte sind für diesen Versatz mit seitlichem Spiel von wenigen Millimetern ausgestattet, dimensioniert aus dem Ansatz rechnerischer Randdehnungen von maximal 4 ‰. Diese Dehnungen bleiben unerreicht, da Biegeversagen planmäßig ausgeschlossen ist.

Bild 12 Lamellenartige Anordnung der Gleitbleche in Schema und Umsetzung Lamellar assembly of sliding plates – schematic drawing and realization

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Bild 13 Plattenviertel mit Gleitebenen am Prüfkörper und Bewehrungskorb Quarter slab with sliding planes at the test member and reinforcement cage

Montage wie Betonage erfolgen in invertierter Lage (Bild 13). Dabei werden die Gleitbleche mit Verankerungskonstruktionen und eingeschraubten Längsbewehrungsstäben zunächst innerhalb der Schalung ausgerichtet und anschließend über die Rückspanngewinde fixiert, bevor die weiteren Bewehrungsarbeiten beginnen. Folien schützen während der Betonage die Feingewinde zum Anschluss der Gewindestäbe der Rückspannung.

Ausgewählte Ergebnisse der Balkenversuche

Die Symmetrielager werden zunächst an einfachen Stahlbetonbalken mit Rechteckquerschnitt und duktilem Biegeversagen bei Belastungsanordnung im Drei-Punkt-Biegeversuch auf ihre Eigenschaften hin geprüft. Dabei werden korrespondierende Ergebnisse der Vollbalken (Referenz, Bezeichnung V) mit denen der Halbbalken (Bezeichnung H) gegenübergestellt (Bild 14). Voll- wie Halbbalken sind jeweils aus einer Betoncharge mit gleicher Bewehrung und konstruktiver Durchbildung ausgearbeitet und an aufeinanderfolgenden Tagen getestet. Wesentliches Unterscheidungskriterium sind die Rückspannarten der Biegezugbewehrung an den Halbbalken mit dünnen bzw. dicken Gleitblechen und fehlender bzw. zusätzlicher zentrischer Vorspannung zum Anpressen gegen die Stahlwiderlager.

trisch vorpressende Druckspannung vorhanden und nur eine geringe Vorspannung der Rückspannung von 50 kN (H1-IIb) bzw. 100 kN (H2-IIb) aufgebracht. Zwar werden die Traglast mit ca. 125 kN und das grundsätzlich duktile Bauteilversagen auch von den Halbbalken recht gut erfasst, die Verformungen aber deutlich überschätzt wiedergegeben, sodass im Versuch auch ein keilförmiger Spalt durch Ablösen von Gleitblech von der Stahlplatte des Widerlagers auftritt, die Druckzone sich also einschnürt. Auch das höhere Vorspannen (H2-IIb) ändert daran wenig. Im zweiten Fall (Bild 15b) ist dieser Effekt durch ein deutlich stärkeres Gleitblech von 20 mm, eine zusätzliche zentrische Druckspannung und Vorspannen beider Rück-

Kenndaten der Balken Geometrie: l / ½l / h / b / d1 = 1,80 / 0,90 / 0,30 / 0,20 / 0,06 [m] Materialien: C20/25, B500B 1∅25 längs mit Muffe M22 × 1,5 und Feingewinde, Bügel ∅10/10 (konstruktiv) Last-Verformungs-Verhalten Die Bilder 15a und b zeigen die Last-Verformungs-Diagramme von Referenzbalken und verschiedenen Halbbalken mit direkter Koppelung der Biegezugbewehrung über Muffengewinde. Dargestellt ist die vertikale Verformung unter der Last in Feldmitte. Im ersten Fall (Bild 15a, Serie IIb) ist das Gleitblech lediglich 2 mm stark, keine zen54

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Bild 14 Prüfung der Vollbalken als Referenz und zugehörige Halbbalken Testing of a full-size reference beam and corresponding bisected members

b) Bild 15 Gegenüberstellung von Last-Verformungskurven an Halb- und Vollbalken, (a) ohne zusätzliche zentrische Vorspannung, (b) mit zentrischer Vorspannung Comparison of load-deflection curves of bisected and full-size members, (a) without additional central prestressing, (b) with central prestressing

spannungen mit ca. 300 kN aufgehoben. Kraft-Verformungs-Verläufe stimmen nun nahezu überein. Rückspannung und Gleitebene Die Vorspannkräfte der Rückverankerung bewirken eine Vorwegnahme der im eigentlichen Versuch ungewünschten Zusatzdehnung der freien Zugbewehrung von der Hinterkante des Gleitblechs hinter die Stahlplatte des Widerlagers. Sie werden indirekt über applizierte DMS gemessen. Bild 16 zeigt, wie die daraus errechneten Vorspannwirkungen (Kurve 2) planmäßig nahezu konstant

Bild 16 Entwicklungen der Kräfte in den Gewindestangen der Rückspannungen Developments of restraining forces in the threaded rods of anchorages

über dem Versuch bleiben. Der leichte Abfall in der zentrischen Rückspannung (Kurve 1) entsteht durch die sich mehr und mehr vergrößernde Druckzone, gemessen zu x ≈ 7 cm bei Maximallast, was ξ = x/d ≈ 7/24 = 0,29 entspricht. Er ist aber für die Ergebnisse von untergeordneter Bedeutung, da es sich um die rein konstruktive Anpressvorrichtung handelt und die eigentliche Biegezugbewehrung kaum betroffen ist. Die einwandfreie Funktion der Gleitebenen zeigt Bild 17. Dargestellt sind die vertikalen Verformungen vor der

Bild 17 Vergleich der vertikalen Verformungen am Gleitblech des Versuchskörpers und an der Ankerplatte der Rückspannung Comparison of vertical deflections at the sliding plane of the test member and at the anchor plate at the rear side

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Stahlplatte des Widerlagers am Gleitblech der Versuchskörper in rot und die vertikalen Verformungen hinter dem Widerlager an der Ankerplatte der Rückspannung in blau. Beide Messpunkte liegen gut 25 cm horizontal voneinander entfernt und bewegen sich dennoch fast gleichförmig. Die maximale Differenz zwischen den Verformungen beträgt 0,25 mm, was eine Neigung von vernachlässigbaren 0,25/250 = 1/1000 zwischen den Messpunkten bedeutet. Es sei darauf hingewiesen, dass nur Zugglieder die beiden Punkte verbinden, planmäßig also kein biegesteifes System zum „Nachziehen“ der Ankerplatte der Rückverankerung vorhanden ist. Verdrehsteifigkeit Eine mit den eingesetzten Wegaufnehmern merklich messbare Verdrehung ϕ der Stahlwiderlager tritt erst bei den Durchstanzuntersuchungen mit Plattenstärken von h = 0,40 m auf. Rückgerechnet nach Gl. (4) aus Paaren horizontaler Verformungen ergibt sich bei maximaler Verformungsdifferenz von 0,06 mm und Abstand a = 0,70 m der Wegaufnehmer ϕmax = 0,86 · 10–4 ≈ 1/11700. Die Verdrehungen bei den Balkenversuchen liegen um eine Größenordnung darunter.

Schlussfolgerungen

Die bei numerischen Berechnungen standardmäßig genutzte Symmetrie von Stahlbetonbauteilen lässt sich auch im Experiment zur Reduktion der Bauteile und Lasten durch Symmetrielagerungen umsetzen. Dies gilt für einfache Achsensymmetrien bei Balken, aber auch für doppelte Achsensymmetrien bei Durchstanzuntersuchungen an Platten. Die wesentlichen Anforderungen liegen in

der Verdrehsteifigkeit des Widerlagers, der Gleitebene zur idealen vertikalen Verschieblichkeit und der Rückhängung der Biegezugbewehrung hinter die Widerlagerebene. Letztere ist vorab vorzuspannen, sodass sie keinen zusätzlichen Verformungsanteil im Versuch mehr liefert. Aufgrund der extremen Genauigkeitsanforderungen sind Stahlbauteile mit präzisen Oberflächenbehandlungen nötig. Dies gilt gerade für die Durchstanzuntersuchungen, bei denen mehrere exakt vertikal zueinander liegende Ebenen in Widerlagern und Probekörpern zu erstellen sind. Für die Gleitebene haben sich gefettete Teflonfolien, eingefasst gegen Verrutschen in passende Vertiefungen der Stahlbleche, als nahezu reibungsfrei bewährt. Letztendlich gelingt eine treffende Abbildung des Last-Verformungs-Verhaltens der Vollsysteme durch die halbierten bzw. geviertelten Betonkörper. Dabei reduzieren sich Lasten wie Gewichte, sodass auch Bauteile großer Abmessungen prüfbar werden.

Dank Die vorgestellten Arbeiten sind im Rahmen des von der Deutschen Forschungsgemeinschaft (DFG) geförderten Projekts „Maßstabsgerechtes Durchstanzverhalten von dicken Platten“ entstanden. Der DFG sei für die finanzielle Unterstützung herzlich gedankt. Den beteiligten Mitarbeitern der Versuchseinrichtung KIB-KON sei für ihre konstruktive und engagierte Arbeit gedankt, ohne die die Umsetzung nicht möglich gewesen wäre.

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Autoren

Dipl.-Ing. Karsten Winkler Ruhr-Universität Bochum Universitätsstraße 150 44801 Bochum karsten.winkler@ruhr-uni-bochum.de

Prof. Dr.-Ing. habil. Peter Mark Ruhr-Universität Bochum Universitätsstraße 150 44801 Bochum peter.mark@ruhr-uni-bochum.de

AKTUELL

Architekturpreis Zukunft Wohnen 2012 Seit über 20 Jahren lobt die deutsche Zement- und Betonindustrie den Preis für zukunftsweisenden und innovativen Wohnungsbau aus. Die Fachjury unter Vorsitz von Prof. HILDE LÉON prämierte sechs Preisträger aus insgesamt 298 eingereichten Projekten. Bundesminister Dr. P ETER R AMSAUER hat die Schirmherrschaft für den Preis übernommen. In sechs Kategorien wurden Projekte aus allen Facetten des Wohnungsbaus prämiert. Das Projekt Stadt Wohn Raum in München (Unterlandstättner Architekten) verweist zum Thema Nachverdichtung auf eine Kernfrage der Kategorie „Wohnen in der Stadt“. In der Kategorie „Wohnen auf dem Land“ vergab die Jury den Preis an den Architekten R AINER ROTH für das Projekt Schmiedestraße in der Eifel. Geschaffen wurde ein Arbeits-, Wohn- und Lebensraum für drei Familien. Umbau und Sanierung der Wohnanlage Neue Burg in Wolfsburg (KSP Jürgen Engel Architekten) wurde in der Kategorie „Wohnen im Bestand“ prämiert. Das Projekt verdient insofern besondere Würdigung, als Bauherr und Architekt die komplexen und vielschichtigen Problemlagen einer Großsiedlung aus den 1960er Jahren souverän gelöst und für die Zukunft tragfähige Lösungen konsequent umgesetzt haben. Der Um-

Architekturpreis Zukunft Wohnen 2012: Kategorie „Wohnen im Bestand“: Wohnanlage Neue Burg in Wolfsburg (Foto: BetonBild)

bau und die Umnutzung der Südstadtschule in Hannover (MOSAIK-Architekten) erhielt den Preis in der Kategorie „Wohnen in der Gemeinschaft“. Für eine Gruppe unterschiedlicher Familien und Bewohner wurde eine denkmalgeschützte Schule aus den 1960er Jahren für zukunftsfähiges Wohnen umgebaut. In beispielhafter Weise wurde behutsam mit dem Gebäudebestand umgegangen. Der Planungs- und Bauprozess wurde durch den Großteil der Bewohner gemeinsam durchgeführt.

Das Wohnhaus Papenstraße in Stralsund (Christoph Meyn Architekt) wurde in der Kategorie „Wohnen mit der Umwelt“ prämiert. Das Gebäude auf dem Dach einer gründerzeitlichen Industriebauarchitektur im Berliner Wedding (CHRISTOF MAYER, Büro für Architektur und Städtebau) erhielt den Preis in der Kategorie „Wohnen mit geringem Budget“. Die Realisierung setzte auf die Umnutzung von standardisiert verfügbaren Elementen, Recycling und Selbstbau. Th.

Beton- und Stahlbetonbau 108 (2013), Heft 1

FACHTHEMA ARTICLE

K. Winkler, P. Mark: Experimental realization of symmetry bearings

DOI: 10.1002/best.201200066

BERICHT

Andreas Herrmann, Markus Dietz, Bettina Lerner, Renate Kalmbach

Eine neue Bühne für den denkmalgeschützten Theatersaal Die Baumaßnahme Neu- und Umbau des Theaters Heidelberg wurde auf einem innerstädtischen Baufeld realisiert, welches im Osten und Westen durch die Theater- bzw. Friedrichstraße, im Norden durch die direkt angrenzenden Nachbargebäude und im Süden durch einen öffentlichen Fußgängerweg begrenzt ist. Vor Beginn der eigentlichen Baumaßnahme wurden die nicht denkmalgeschützten Theaterbauten auf diesem Baufeld abgerissen. Die Bestandsgebäude entlang der Theaterstraße sowie das Gebäude Friedrichstraße 5 blieben erhalten und werden weiterhin für das Theater genutzt.

A new stage for the listed hall of a theater The building plot for the new construction and remodeling of Heidelberg’s theater is located in the inner city area. It is bordered by adjacent buildings on its northern side, by the two streets Theaterstraße and Friedrichstraße on its eastern and western side and a public walkway on its southern side. Before starting the new construction, the not listed parts of the existing theater had to be demolished. The remaining parts along Theaterstraße and Friedrichstraße have been conserved for the continued use of the theater.

ses. Dieses entspricht dem ursprünglichen Niveau des 1853 erbauten Gebäudes. Bereits 1924 wurde das Theatergebäude innen und außen umgebaut. Dabei wurden die Emporen, die Flure, die Treppenhäuser seitlich der Bühne und die Kellerdecke in Stahlbeton hergestellt. Der Fußboden im Erdgeschoss wurde um 60 cm angehoben, wodurch Treppen vor den Eingangstüren erforderlich wurden.

Umbau/Anschluss Theaterstraße 6 an den Neubau Theater und Philharmonisches Orchester Heidelberg

In diesem Beitrag wird der Umbau und Anschluss des denkmalgeschützten alten Theatergebäudes an den Neubau des Theaters und Philharmonischen Orchesters Heidelberg beschrieben. Auf Bild 1 ist im Vordergrund das Gebäude Theaterstraße 6 zu sehen. In Bildmitte erkennt man den neuen Bühnenturm und den Übergangsbereich der beiden Bauteile. Der Entwurf der Architekten Waechter + Waechter integriert das ehemalige Theatergebäude mit Zuschauersaal und Fluren in den Neubau. Der alte Theatersaal wurde an den zentralen Bühnenturm des Neubaus angeschlossen, sodass von dem Bestandsgebäude nur die Emporen, die Flure und der Theatersaal selbst erhalten blieben. Ein weiterer Grundgedanke des architektonischen Entwurfes war das Absenken des vorhandenen Erdgeschossbodens im alten Theater auf das Niveau des neuen Erdgeschos-

Die wesentlichen Aufgaben der Tragwerksplanung, welche sich aus dem architektonischen Entwurf und dem damit einhergehenden Abbruch des alten Bühnenturmes, der beiden seitlich des Bühnenturmes angegliederten Treppenhäuser und des bestehenden Erdgeschossfußbodens ergeben haben, waren die Anbindung des Bestandsgebäudes an die Aussteifung des Neubaus, der Anschluss neuer Decken im Bereich der abgebrochenen Treppenhäuser an die vorhandenen Flure und Emporen und die Stabilisierung bzw. Verlängerung der vertikalen Tragglieder des Bestandes im Erdgeschoss. Für diese Eingriffe in das Gebäude war die Planung des Bauablaufes von entscheidender Bedeutung, da mit dem Abbrechen der aussteifenden Treppenhauskerne und dem Absenken der Decke über UG massiv in die Gesamtstabilität des Gebäudes eingegriffen wurde. Das Bild 2 zeigt einen Ausschnitt aus dem Bauablaufplan, in welchem die Reihenfolge und die Arbeitsabläufe für den geplanten Umbau in den Grundrissen der einzelnen Geschosse bezeichnet und beschrieben sind. Auf der linken Seite des Bildes sind in Bildmitte der eiserne Vorhang und gelb markiert, an den Seiten des Gebäudes, die abzubrechenden Treppenhäuser zu erkennen. Die braun unterlegten Flächen sind die Anbindungsbereiche der Bestandsdecken an die neuen Stahlbetondecken, in welchen die Bewehrung sorgsam freigelegt werden musste. In grau sind die neuen Stahlbetondecken zu sehen, welche mit den Bestandsdecken zu verbinden waren.

Bild 1

Blick auf den gesamten Gebäudekomplex Bird‘s eye view of the entire block of buildings

Bild 2

Grundriss Ebene 0 – Planausschnitt aus dem Bauablaufplan Plan of level 0 – section of the construction sequence drawing

Abbruch der Treppenhäuser/Anbindung Bestand an Neubau

Zu Beginn der Baumaßnahme stand der Abriss des alten Bühnenturmes bis an den Übergang zum Zuschauersaal und der alten Treppenhäuser. Von diesen wurden vorerst nur die Läufe und die äußeren beiden Wände abgebrochen. In Bild 2 sind dies die Wände, welche nicht an die braun markierten Anbindungsbereiche der Decken angrenzen. Die beiden an die Bestandsdecken anbindenden

Treppenhauswände blieben während der Bauphase zur Aussteifung des Gebäudes erhalten. Bild 3 zeigt diesen Stand der Umbaumaßnahme mit Blick auf den Bereich des ehemaligen südlichen Treppenhauses. Erst im Zuge der Verbindung der Stahlbetondecken des Neubaus mit den Bestandsdecken des alten Theaters wurden diese Wände sukzessive zurückgebaut, sodass am Ende der Baumaßnahme die alten Treppenhäuser komplett entfernt und die Flure des Bestandes mit den Treppenhäusern im neuen Bühnenturm verbunden waren. Beton- und Stahlbetonbau 108 (2013), Heft 1

BERICHT REPORT

A. Herrmann, M. Dietz, B. Lerner, R. Kalmbach: A new stage for the listed hall of a theater

A. Herrmann, M. Dietz, B. Lerner, R. Kalmbach: Eine neue Bühne für den denkmalgeschützten Theatersaal

Bild 3

Südliches Treppenhaus: äußere Wände und Läufe abgebrochen, innere Wände zur Aussteifung noch belassen Southern stairwell: the outer walls and stair flights have been demolished; the inner walls are still left for bracing reasons

Während der Bauphase wurde festgestellt, dass der Zustand der Bausubstanz an der bestehenden nördlichen Außenwand des Theatergebäudes schlecht ist, sodass diese Wand bereichsweise komplett neu errichtet wurde. In Bild 2 ist dies die Position 8.11. Auf diese neu errichtete Wand konnten dann die Foyerdecke des Neubaus und die bereichsweise neue Flurdecke aufgelegt werden. Zudem wurde die Möglichkeit genutzt, diese beiden Deckenfelder als Durchlaufsystem auszubilden, zu Gunsten einer geringeren Verformung der Foyerdecke. Auf Bild 4 ist dieser Umbauzustand zu sehen, die nördliche Außenwand ist bereichsweise abgebrochen, und in den Anschlussbereichen der Bestandsdecken ist die vorhandene Bewehrung freigelegt. Die Anbindung der Geschossdecken des Bestandes an die neuen Decken erfolgte in den Ebenen EG bis 2. OG. Hierzu wurde die Bewehrung der bestehenden Decken 60

Beton- und Stahlbetonbau 108 (2013), Heft 1

Bild 4

Umbauphase nördlicher Bereich, 1.OG und 2.OG Reconstruction of level 1 and level 2 in the northern area

Bild 5

Foyer Neubau mit auskragender Decke über EG der Theaterstraße 6 New foyer with its cantilevering slab

auf einer Länge von 1,50 m freigelegt. In diesem Übergreifungsbereich wurde die Bewehrung der neuen Deckenfelder zugelegt, womit die neuen Decken kraftschlüssig an den Bestand angeschlossen werden konnten. Bild 5 zeigt aus ähnlicher Blickrichtung die Situation nach dem Umbau: Die zum neuen Foyer hin auskragende Decke über EG, die bereichsweise neue Wand der Theaterstraße 6 und durch die Wandöffnungen hindurch den Flur zum alten Saal. Damit in unmittelbarer Nähe zum Gründungsbereich des alten Schmuckportalrahmens am Übergang von neuem Bühnenturm zu denkmalgeschütztem Zuschauersaal keine größeren neuen Lasten eingetragen werden, wurde der direkt anschließende Bereich des Neubaus mit Schnürboden und Bühnentechnik auskragend geplant. Die von den Ebenen 2. OG bis 4. OG reichende Auskragung wurde über vier wandartige Träger realisiert. Zwei dieser Träger verlaufen parallel zum Schmuckportal des alten Saales und dienen als Auflager für die Decken der Ebenen 2. bis 4. OG. Diese beiden Wände überspannen die Bühne und liegen auf zwei wandartigen Trägern auf, welche über die Treppenhäuser des neuen Bühnenturmes auskragen. Durch dieses System war es möglich, die Technik für die neue Bühne des alten Saales direkt an das Bestands-

Bild 6

Anbindung Bestandsgebäude Theaterstraße 6 und neuer Bühnenturm Connection of the existing building Theaterstraße 6 to the new stage tower

gebäude zu bauen, ohne die bestehende Bausubstanz ertüchtigen zu müssen. Ebenso konnte auf zugehörige neue Gründungskörper in direkter Nähe des alten Schmuckportals verzichtet werden. Auf Bild 6 ist die Anbindung des bestehenden Theatergebäudes und des neuen Bühnenturms zu sehen. Die Aufnahme zeigt das 2. OG und das Dach der Theaterstraße 6 sowie den direkt daran angrenzenden viergeschossigen Bühnenturm für Alt- und Neubau.

gen Suchschlitze geortet. Schon die ersten Untersuchungen ergaben, dass die vorhandene obere Bewehrung der Kragplatte deutlich zu tief lag. Bei einer Plattenstärke von 13 cm wurde eine maximale Betondeckung von 4,5 cm gemessen, vorzusehen war 1 cm Betondeckung gemäß den damals gültigen Normen. Aus diesem Grund wurden nun größere Bereiche der beiden Ränge mittels Ferroscan erkundet. Es stellte sich heraus, dass die Bewehrung großflächig zu tief eingebaut war und die Abstände der Bewehrung variierten. Die Emporen wurden daraufhin mit einem FE-System abgebildet und nach gültiger Norm berechnet. In den Übergangsbereichen von Neubau zu Bestand wurde die vorhandene Bewehrung der Decken freigelegt und die für die Ausbildung eines Übergreifungsstoßes notwendige Bewehrung wurde ergänzt (Bild 8). An allen Stellen, an denen festgestellt wurde, dass die freigelegte Bewehrung nicht den Vorgaben der statischen Berechnung entsprach, wurden neue Bewehrungseisen ergänzt. In den auskragenden Plattenbereichen wurden Stahllamellen auf die Platten der Emporen im ersten und zweiten Rang geklebt. Mit dieser Verstärkungsmaßnahme konnte die Aufnahme der Kragmomente gesichert werden. Die Entscheidung für Stahllamellen anstelle von CFK-Lamellen wurde aufgrund der zweiachsigen, zum Teil starken Krümmung der Emporen getroffen. Es wären ansonsten viele unterschiedlich vorkonfektionierte CFKLamellen erforderlich geworden. So kamen Stahllamellen mit 6 mm bzw. 8 mm Stärke und Breiten von 60 mm bis 120 mm je nach statischer Erfordernis zum Einsatz, welche sich den Krümmungen der Emporen-Platten anpassen konnten und an den Knicken der Emporen mittels Stahlplatten rückverankert wurden.

Sanierung der Emporen

Zu Beginn der Umbauphase wurde der Bestand bauwerkstechnisch untersucht. Die Analyse des bestehenden Tragsystems der Decken einschließlich der Emporen lieferte die Stellen für diese Untersuchung. Im Zuge dieser Bestandsaufnahme wurden die Geometrie der EmporenPlatten, die Druckfestigkeit des Betons und der Verlauf der Bewehrung innerhalb der Decken im Bereich des geplanten Umbaus, d. h. in der Nähe der geplanten Übergreifungsbereiche der neuen zu den bestehenden Decken, ermittelt. Auf Bild 7 ist der Schnitt im nördlichen Flurbereich dargestellt. Der Schnitt T6.12 liegt im Übergangsbereich zur Foyerdecke des Neubaus. Die Neubaudecken sind im Schnitt rechts zu erkennen, dabei trägt die Decke über EG als Durchlaufsystem mit der neuen Flurdecke des Gebäudes Theaterstraße 6 und die Decke über 1. OG als parallel zum Bestand spannende Rippendecke. Die Flurdecken des Bestandes tragen als Durchlaufsystem mit den zum alten Saal hin auskragenden Emporen. Der Schnitt verläuft durch die Türen des Theatersaales, sodass nur die Türstürze der Trennwand Saal zu Flur zu sehen sind. Die Bewehrung der Emporen-Decken wurde zerstörungsfrei mittels Ferroscan und der zur Kalibrierung notwendi-

Absenken der Kellerdecke

Während der Umbauphase wurden die Emporen und die Geschoßdecken mit Sprießen, welche vom 2. OG bis zum Kellerboden durchliefen, gesichert. Danach wurde die Decke über UG im Bereich des bestehenden Zuschauersaales abgebrochen. Zur horizontalen Stabilisierung der Tragstruktur des Gebäudes blieb ein 1,50 m breiter Streifen des bestehenden Saalbodens bis nach dem Einbau der tiefer liegenden neuen Decke und der Herstellung der stabilisierenden Vorsatzschalen erhalten. Auf Bild 9 ist dieser Umbauzustand zu erkennen. Das Bild zeigt rechts die Saalrückwand und im linken Bereich die nördliche Trennwand zum Flur des Bestandsgebäudes. Der alte Saalboden ist bis auf den zur Stabilisierung notwendigen Deckenstreifen herausgeschnitten. Im nächsten Arbeitsschritt wird die Bodenplatte betoniert. Im Anschluss an die Herstellung der neuen Bodenplatte im Zuschauersaal wurden vor den Saalwänden in dem 1,50 m breiten Bestandsdeckenstreifen zwei Öffnungen gebohrt. Durch diese Öffnungen hindurch wurden die neuen Vorsatzschalen betoniert, welche vom UG bis unter die Empore laufen und der Stabilisierung der BeBeton- und Stahlbetonbau 108 (2013), Heft 1

BERICHT REPORT

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A. Herrmann, M. Dietz, B. Lerner, R. Kalmbach: Eine neue Bühne für den denkmalgeschützten Theatersaal

Bild 7

Schnitt Empore nördlicher Flurbereich Section through the gallery and the northern corridor area

standsstützen dienen. Die Bewehrung dieser Vorsatzschalen läuft durch die beiden 30 cm großen Bohrungen, sodass ein durchgängiger Stahlbetonquerschnitt von der neuen Bodenplatte bis unter die erste Empore vor den Bestandswänden hergestellt wurde. Die neuen Stahlbetonvorsatzschalen werden an der Bodenplatte und dem umlaufenden Deckenstreifen über UG gehalten und sind über Ankerplatten und Gewindestäbe mit den Bestandswandscheiben verbunden. 62

Beton- und Stahlbetonbau 108 (2013), Heft 1

Auf Bild 10 ist der tiefer liegende neue Deckenkranz zu sehen, mit den neuen Stahlbetonstützen und Wandscheiben im Keller, welche in die neue Bodenplatte einbinden. In dieser Phase des Umbaus sind die neuen stabilisierenden Stahlbetonvorsatzschalen schon betoniert, der Fußboden der Flure auf der bisherigen Höhenlage des EG Bodens ist noch nicht abgebrochen und der stabilisierende Deckenstreifen des ehemaligen Saalbodens ist noch teilweise – im Bereich der Saalrückwand – vorhanden.

Bild 8

Bild 9

Freilegen der Bewehrung in der Empore, im Hintergrund Decke des Saales Exposed reinforcement of the gallery; auditorium ceiling in background

Bild 10 Theatersaal während der Umbauphase Auditorium during the reconstruction phase

Umbauzustand alter Saal nach Herausschneiden der Saaldecke Existing auditorium after the old slab was cut out

Bild 11 Flurstütze während der Umbauphase Corridor column during the reconstruction phase

Die Saalrückwand verläuft im Übergangsbereich von den Seiten im Grundriss gekrümmt (vgl. Bild 9 ) und verfügt daher über eine eigene Stabilität. Hier konnte die bestehende höher liegende Decke abgebrochen und durch die neue Decke, welche nun am Fußpunkt der Saalrückwand anbindet, ersetzt werden. Im hinteren Bereich des Saales ist der Wandverlauf linear, sodass hier an zwei Stellen eine Vorsatzschale zur Stabilisierung vorgesehen wurde. Im nächsten Arbeitsschritt wurde der Flurboden abgebrochen und durch neue tiefer liegende Stahlbetondecken ersetzt. Dieser Abbruch erfolgte bereichsweise nach einem vorgegebenen Schema. Da die vertikalen Tragglieder des Saales durch die Vorsatzschalen gehalten waren, wurde eine Instabilität einzelner Bauteile ausgeschlossen. Die ergänzte tiefer liegende Decke wurde auf neue Lastverteilerbalken im Bereich der bestehenden Kellerinnenwände bzw. auf die Kelleraußenwand im Norden, welche bis auf dieses Niveau abgebrochen wurde, und im Süden auf einen Wandversprung der Kelleraußenwand aufgelagert. Die beiden Stützen im Flur, auf Bild 2 mit den Arbeits-

schritten 2.11 bzw. 4.1 bezeichnet, konnten nicht mit neuen Stahlbetonquerschnitten verstärkt werden, da die ursprüngliche Verblendung wieder hergestellt werden musste und der Querschnitt nicht vergrößert werden durfte. Hier kam nur der Abriss der Bestandsstütze und das Betonieren einer um 60 cm verlängerten neuen Stütze in Betracht. Zu diesem Zweck wurden zusätzliche Sprieße direkt seitlich neben die Bestandsstützen gestellt, und die Stützen wurden unter Erhaltung der in den Unterzug einbindenden Bewehrung abgebrochen (Bild 11). Es wurde zusätzliche Bewehrung ergänzt und eine neue Stahlbetonstütze hergestellt. Die Bestandsstützen gaben ihre Lasten in einen während der ersten Umbauphase 1924 hergestellten 60 cm hohen Lastverteilerbalken ab, welcher damals auf die Bruchsteinmauerwerkswand im Keller betoniert wurde. Dieser Balken musste durch die erforderliche Absenkung des Erdgeschossniveaus abgebrochen werden, sodass unter den neu hergestellten Stahlbetonstützen im Flurbereich neue Lastverteilerbalken im Bereich der Bruchsteinwand notwendig wurden. Beton- und Stahlbetonbau 108 (2013), Heft 1

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A. Herrmann, M. Dietz, B. Lerner, R. Kalmbach: Eine neue Bühne für den denkmalgeschützten Theatersaal Tab. 1

Bild 12 Blick durch den Schmuckportalrahmen des umgebauten Saales View through the ornamental portal of the reconstructed auditorium

Zusammenfassung

Die aus dem Entwurf begründete, im Hinblick auf die Bauausführung komplexe tragwerksplanerische Aufgabe der Integration des denkmalgeschützten Theatersaales in den Neubau mit dem Absenken des Erdgeschossniveaus, dem Abriss der alten Treppenhäuser und dem Anschluss des Bestandes an den neuen Bühnenturm sowie das neue Foyer erforderte eine detaillierte Planung des tragwerksplanerischen Konzeptes bis hin zu den einzelnen Arbeitsschritten und eine strenge Überwachung des Bauablaufes. Dies gelang neben der frühzeitigen Konzeptfindung durch die stete Präsenz einer tragwerksplanerischen Fachbauleitung vor Ort. Nur so war es möglich, auf die

Am Bau Beteiligte Project team

Bauherr

Theater- und Orchesterstiftung Heidelberg

Projektsteuerung

Gesellschaft für Grund- und Hausbesitz mbH Heidelberg

Entwurfsarchitekt und Werkplanung

Waechter + Waechter Architekten BDA, Darmstadt

Bauleitung

ap88, Heidelberg

Prüfingenieur

J. STEINER, IGB Mannheim

ausführende Firma Rohbau

Riedel Bau, Schweinfurt

Ausführung Stahllamellen

Laumer Ingenieurbüro, Massing

immer wieder festgestellten Abweichungen von den vorhandenen Bestandsunterlagen und Mängel im Bestand unverzüglich zu reagieren. Ebenso wurde dadurch sichergestellt, dass die ausführende Firma sich streng an die vorgegebenen Arbeitsabläufe mit den zugehörigen Sicherungsmaßnahmen hielt. In Tab. 1 sind die wichtigsten Baubeteiligten aufgelistet. Bild 12 zeigt einen Blick aus dem renovierten Theatersaal durch den neuen Bühnenturm auf das Bestandsgebäude Friedrichstraße 5 kurz vor Fertigstellung der Baumaßnahme. Es ist gelungen, den denkmalgeschützten Theatersaal des ehemaligen Theaters an einen modernen Bühnenturm anzuschließen, sodass nach der Wiedereröffnung in diesem Jahr weiterhin Veranstaltungen in dem Ambiente dieses Saals stattfinden können. Bilder: Weischede, Herrmann und Partner GmbH

Autoren

Dipl.-Ing. Andreas Herrmann info@wh-p.de

Dr.-Ing. Markus Dietz dietz@wh-p.de

Dipl.-Ing. Bettina Lerner lerner@wh-p.de

Weischede, Herrmann und Partner GmbH Curiestraße 2 Stuttgart 70563

Beton- und Stahlbetonbau 108 (2013), Heft 1

Dipl.-Ing. (FH) Renate Kalmbach kalmbach@wh-p.de

DEUTSCHER AUSSCHUSS FÜR STAHLBETON

Regelungen zur Dauerhaftigkeit von befahrenen Parkdecks Stellungnahme des DAfStb 1

Hintergrund

In der Fachöffentlichkeit werden derzeit Diskussionen über die Regelungen zur Sicherstellung der Dauerhaftigkeit von direkt befahrenen Parkdecks geführt, aus denen Unsicherheiten bezüglich der Regelungssituation erkennbar sind. Der Vorstand des Deutschen Ausschusses für Stahlbeton e. V. (DAfStb) hat nach Zustimmung durch die zuständigen Technischen Ausschüsse daher beschlossen, eine Stellungnahme zu erstellen, die den derzeitigen Sachstand hinsichtlich der Dauerhaftigkeit von befahrenen Parkdecks noch einmal ausführlich darstellt. Die vorliegende Stellungnahme wurde im November 2012 durch den Vorstand des DAfStb zur Veröffentlichung freigegeben und durch den Vorsitzenden Prof. Dr.-Ing. JÜRGEN SCHNELL unterzeichnet.

Anforderungen zur Sicherstellung der Dauerhaftigkeit von befahrenen Parkdecks

In DIN 1045-1:2001-07 [1], Tabelle 3, Fußnote b), wurde aufbauend auf Erfahrungen mit aufgetretenen Schäden in den 1980er- und 1990er-Jahren festgelegt, dass bei direkt befahrenen Parkdecks, die in die Expositionsklasse XD3 „Bewehrungskorrosion, ausgelöst durch Chloride, ausgenommen Meerwasser – wechselnd nass und trocken“ eingeordnet wurden, eine „Ausführung […] nur mit zusätzlichem Oberflächenschutzsystem für den Beton“ zulässig ist. Diese Regelung hat nach ihrer Veröffentlichung eine Korrektur erfordert: So enthält die Berichtigung 1 zur DIN 1045-1:2001-07 [2], die ein Jahr später im Juli 2002 veröffentlicht wurde, den Hinweis, dass bei direkt befahrenen Parkdecks die „Ausführung nur mit zusätzlichen Maßnahmen (z. B. rissüberbrückender Beschichtung)“ zulässig ist. Beratungen innerhalb des DAfStb führten zu der Auffassung, dass die normativen Ausführungen in der Fußnote einer Auslegung bedurften, da sie nur Oberflächenschutzsysteme als zusätzliche Maßnahme zuließen. Darüber hinaus dient der geforderte zusätzliche Oberflächenschutz nicht dem Zweck, die Dauerhaftigkeit der ungerissenen Betondeckung über den Nutzungszeitraum sicherzustellen, sondern als Maßnahme, um auftretende Risse vor dem Eindringen der bei Parkdecks auftretenden Chloride dauerhaft zu schützen. In den Gremien des DAfStb wurde daraufhin beschlossen, Erläuterungen zur Fußnote b) in Tabelle 3 der DIN 1045-1 [1] im DAfStb-Heft 525 [3] zu geben (zu Abschnitt 6.2). In der Folge wurde im DAfStb-Heft 525 [3] das pau-

schal geforderte Oberflächenschutzsystem dahingehend spezifiziert, dass ein OS 11 nach der DAfStb-Richtlinie „Schutz und Instandsetzung von Betonbauteilen“ [4] eine geeignete Maßnahme im Sinne von Fußnote b) darstellt. Weiterhin wurde darauf hingewiesen, dass Oberflächenschutzsysteme eine im Vergleich zu Beton im Allgemeinen geringere Lebensdauer aufweisen. Im DAfStb-Heft 525 [3] wird mit Bezug auf DIN EN 206-1 [5] erläutert, dass die Maßnahmen zur Sicherstellung der Dauerhaftigkeit, bestehend aus Einhaltung konstruktiver Regeln (z. B. Betondeckung, Mindestbewehrung), Nachweisen zur Beschränkung der Rissbreiten sowie Nachbehandlung und Schutz in Verbindung mit den Vorgaben zu Grenzwerten für die Betonzusammensetzungen, so festgelegt wurden, dass eine angenommene Nutzungsdauer von mindestens 50 Jahren bei einem üblichen Instandhaltungsaufwand erreicht werden kann. Die Regeln der DIN 1045 in Verbindung mit DIN EN 206-1 setzen danach voraus, dass eine Instandhaltung durchgeführt wird. Eine Instandhaltung wird unabhängig von der Art des aufgebrachten Schutzes auch in der Instandsetzungs-Richtlinie [4] gefordert. Dabei sind Inspektionsund Wartungsmaßnahmen ausdrücklich stets vom sachkundigen Planer auf den Einzelfall abzustimmen. Die Dauerhaftigkeit von Betonbauwerken ist nur dann sichergestellt, wenn Wartung, Inspektion und Instandsetzung in einem üblichen Rahmen stattfinden. Das Aufbringen einer Oberflächenschutzmaßnahme erlaubt eine Neubewertung der Expositionsklasse des darunter liegenden Betonbauteils. In diesem Zusammenhang hat der DAfStb im DAfStb-Heft 525 [3] dargestellt, dass „sofern im Einzelfall die Beschichtungsmaßnahme [...] so ausgeführt und instand gehalten wird, dass die Umwelteinflüsse dauerhaft vom Bauteil ferngehalten werden, […] eine Zuordnung in die Expositionsklasse XD1 zulässig [ist].“ Dabei wird ein projektspezifischer Wartungsplan gefordert. Zudem wird im DAfStb-Heft 525 [3] festgelegt, dass „bei entsprechend kurzem Wartungsintervall […] wegen der kurzen Einwirkungszeiten die Betondeckung der Klasse XD1 um 10 mm verringert werden [kann].“ Dieses kurze Wartungsintervall mit einer Überprüfung zweimal jährlich, nämlich vor und nach der Frostperiode, ist verknüpft mit dem unverzüglichen Ergreifen geeigneter Maßnahmen bei Feststellung von Schäden, z. B. einer Instandsetzung. Die Neubewertung der Bauteilexposition für den Fall der Aufbringung einer dauerhaften Schutzschicht (Beschich-

DAFSTB REPORT

DOI: 10.1002/best.201208264

Regelungen zur Dauerhaftigkeit von befahrenen Parkdecks

tung oder Abdichtung) wurde bei einer Reihe von Auslegungen zu den Expositionsklassen nach DIN 1045-1 praktiziert [6]. So darf z. B. gemäß [6] bei einer erdüberdeckten Betondecke mit Gefälleausbildung, bei der auf der Erdüberdeckung eine befahrene (Park-)Fläche angeordnet ist und daher mit Chlorideintrag gerechnet werden muss, die Expositionsklasse von XD1 auf XC3 geändert werden, wenn die Betondecke mit einer Bahnen-Abdichtung nach DIN 18195 [7] versehen ist und dauerhaft durch die Erdüberdeckung geschützt wird. Die Neueinstufung der Expositionsklasse nach Aufbringen der Schutzschicht führt zu einer Reduzierung der Mindestbetondeckung von 40 mm auf 20 mm. Bei direkt befahrenen Parkdecks muss die Funktionstüchtigkeit der Beschichtung aufgrund der im Vergleich zu dem Beispiel mit Erdüberdeckung höheren mechanischen Beanspruchung in kurzen Abständen (Wartungsintervallen) überprüft werden. Der DBV hat mit seinem Merkblatt „Parkhäuser und Tiefgaragen“ im Jahr 2005 [8] die Anforderungen der Norm und die Darstellungen im DAfStb-Heft 525 [3] in Form von möglichen Varianten übersichtlich dargestellt (vgl. Tab. 1). Bei der Fortschreibung der DIN 1045-1:2001-07, die zu der Neuausgabe der Norm im Jahr 2008 führte [9], sollten Fragestellungen berücksichtigt werden, die bei der praktischen Anwendung des DAfStb-Heftes 525 und des DBV-Merkblattes aufgetreten waren und die der näheren Betrachtung bedurften. Hierzu fand am 20. November 2009 unter Beteiligung von Experten aus den Bereichen der Planung, der Wissenschaft und der Baustoffindustrie ein gemeinsames Fachkolloquium des DAfStb und des DBV speziell zur Dauerhaftigkeit von Parkdecks statt [10]. Auf der Veranstaltung wurde das zuvor erläuterte Grundkonzept zur Sicherstellung der Dauerhaftigkeit von befahrenen Parkdecks in der Norm, dem Heft 525 und dem DBV-Merkblatt bekräftigt und dahingehend stringenter geordnet, dass sich die Ausführungen in den Heften des DAfStb auf die wesentlichen baurechtlich geforderten Grundsätze und Prinzipien zur Sicherstellung der Standsicherheit und der Dauerhaftigkeit von Parkdecks und Parkhäusern konzentrieren sollen, während das überarbeitete DBV-Merkblatt detaillierte Ausführungshinweise für die Umsetzung dieser Prinzipien enthalten soll [10]. Die Ergebnisse des Fachkolloquiums wurden bei der Überarbeitung des DAfStb-Heftes 525 (2010) [11] und beim neuen DBVMerkblatt „Parkhäuser und Tiefgaragen“ (2010) [12] berücksichtigt. In dem überarbeiteten DBV-Merkblatt „Parkhäuser und Tiefgaragen“ aus dem Jahr 2010 [12] wurden schließlich Detaillösungen für die verschiedenen Prinzipien entwickelt (z. B. Beschreibung von verschiedenen Ausführungsvarianten mit Angabe von Bedingungen, unter denen eine Reduktion der Betondeckung möglich ist, Festlegung von Instandhaltungskonzepten mit Angaben zu Wartungs- und Inspektionszyklen). Dabei wurden die in 66

Beton- und Stahlbetonbau 108 (2013), Heft 1

Tab. 1

Varianten zur Sicherstellung der Dauerhaftigkeit von befahrenen Parkdecks nach DBV-Merkblatt „Parkhäuser und Tiefgaragen“, Fassung 2005 [8]

Variante

Ausführung und weitere Maßnahmen

Ausführung nach DIN 1045-1 mit rissüberbrückender Beschichtung als „besondere Maßnahme“ zum Schutz des Bauteils an gerissenen Stellen.

Ausführung nach DIN 1045-1 durch die Verhinderung von Rissen durch Wahl von Einfeldsystemen oder Aufbringen einer Vorspannung als „besonderer Maßnahme“.

Ausführung nach DAfStb-Heft 525 und DAfStbHeft 526 mit rissüberbrückender Beschichtung, die regel- und planmäßig gewartet wird, unter Berücksichtigung der Möglichkeiten zur Reduzierung der Anforderungen an Betondeckung und Wahl der Expositionsklasse.

Ausführung mit Abdichtung im Verbund zur Betonunterlage aus Polymerbitumen-Schweißbahn in Verbindung mit einer Schicht aus Gussasphalt nach DIN 18195-5. Diese Ausführung ist eine Anlehnung an die in der Praxis bewährte Ausführung von Brückenbelägen im Zuge von Bundesfernstraßen nach ZTV-ING. Bei dieser Variante kann eine Einstufung des Bauteils in die dann für die freie Betonoberfläche maßgebenden Expositionsklassen erfolgen, i. d. R. XC3 (evtl. XF1).

Bild 1 aufgeführten Ausführungsvarianten fortgeschrieben und weiter präzisiert. Näher ausgeführt wurde, dass in der bereits aus dem früheren Merkblatt bekannten Variante 1a, vgl. Tab. 1, neben dem flächigen Schutz auch ein lokaler Schutz aufgetretener Risse möglich ist. Dabei ist dieser lokale Schutz stets das Ergebnis einer die Nutzung begleitenden Rissbehandlung, die das im DAfStb-Heft 525 [11] beschriebene Prinzip der DIN 1045 umsetzt, dass „zur Sicherstellung der Dauerhaftigkeit von direkt befahrenen Parkdecks […] stets zu beachten [ist], dass Risse und Arbeitsfugen dauerhaft geschlossen bzw. geschützt werden müssen, um Schäden durch eindringendes chloridhaltiges Wasser und damit durch die chloridinduzierte Korrosion der Bewehrung zu vermeiden“. Die Variante 2 gemäß Tab. 1 wurde der ursprünglichen Formulierung der Erläuterungen im DAfStb-Heft 525 [3] entsprechend in zwei Untervarianten aufgegliedert. Die Möglichkeit, das Parkdeck bei Sicherstellung eines dauerhaften Schutzes in die Expositionsklasse XD1 einzuordnen, wurde im DBV-Merkblatt „Parkhäuser und Tiefgaragen“ aus dem Jahr 2010 [12] als Variante 2a bezeichnet, wobei das Wartungsintervall maximal ein Jahr betragen soll. Die im ursprünglichen DAfStb-Heft 525 [3] aufgeführte Möglichkeit, nämlich bei der dort beschriebenen intensiven, weil zweimal im Jahr durchgeführten Wartung, neben der Einstufung in XD1 auch die Betondeckung um 10 mm zu reduzieren, wurde in [12] als Variante 2b übernommen.

Bild 1

Ausführungsvarianten nach DBV-Merkblatt „Parkhäuser und Tiefgaragen“, Fassung 2010 [12]

Schlussfolgerungen

Die Regelungen und Hinweise in den Ausgaben und Fassungen von DIN 1045-1:2008-08 [9], DAfStb-Heft 525 [11] und DBV-Merkblatt „Parkhäuser und Tiefgaragen“ [12] sind in sich schlüssig und stellen − im DAfStb-Heft 525 eine strenge Ordnung von Prinzipien und − im DBV-Merkblatt Empfehlungen zur Anwendung dieser Prinzipien dar. Dabei werden die Dauerhaftigkeitsprinzipien beibehalten, die auf das Zusammenwirken von Dicke der Betondeckung, Dichtheit der Betondeckung (Betonzusammensetzung und Nachbehandlung), Rissbreitenbeschränkung sowie Instandhaltung gegründet sind. Zudem wurden die bestehenden Anwendungsregeln in der Norm in eine durchgehende Systematik von Ausführungsvarianten übertragen. Dieser Gesamtrahmen besteht nunmehr seit dem Jahr 2005 und wurde seit dieser Zeit innerhalb des DAfStb nicht in Frage gestellt. Das Dauerhaftigkeitskonzept der DIN 1045 in Verbindung mit DIN EN 206-1 setzt stets auf eine fachgerechte Instandhaltung von Betonbauwerken – unabhängig von seiner Art und Nutzung. Die Wartung ist als Teil der Instandhaltung stets von einem dafür Sachkundigen im Gesamtzusammenhang des

Bauwerks zu konzipieren, zu planen und in ihrer Durchführung zu begleiten. Die hierzu notwendigen Verpflichtungen, insbesondere von Objekt- und Fachplanern sowie Ausführenden, werden im DBV-Merkblatt ausführlich beschrieben. Aus Sicht des DAfStb führen die unterschiedlichen Varianten nach heutigem Kenntnisstand zu technisch gleichwertigen Lösungen. Das Gesamtkonzept, bestehend aus Prinzipien und Anwendungsregeln zur Sicherstellung der Dauerhaftigkeit von befahrenen Parkdecks, hat inzwischen auch Eingang in den Nationalen Anhang ([13], [14] und [15]) zu DIN EN 1992-1-1 [16], 4.4.1.2(8), gefunden. Darin ist nunmehr die Regelung enthalten, dass „die Mindestbetondeckung bei Beton mit zusätzlichem Schutz (z. B. Beschichtung) [...] um „Δcdur,add = 10 mm für Expositionsklassen XD bei dauerhafter, rissüberbrückender Beschichtung (siehe DAfStb-Heft 600 [17] und DBV-Merkblatt „Parkhäuser und Tiefgaragen [12]“) abgemindert werden [darf]“. Dabei sind die Erläuterungen im DAfStbHeft 600 [17] mit denen im DAfStb-Heft 525 [11] technisch identisch. Der Vorstand des DAfStb wird dem Fachbereich 07 des NABau vorschlagen, die Ausführungen im DAfStbHeft 600 [17] und die im DBV-Merkblatt [12] enthaltenen Varianten in den zuständigen Normenausschüssen zu beraten und das Ergebnis in den Nationalen Anhang zur DIN EN 1992-1-1 zu übernehmen.

Beton- und Stahlbetonbau 108 (2013), Heft 1

DAFSTB REPORT

Regelungen zur Dauerhaftigkeit von befahrenen Parkdecks

Literatur [1] DIN 1045-1:2001-07: Tragwerke aus Beton, Stahlbeton und Spannbeton – Teil 1: Bemessung und Konstruktion. [2] Berichtigung 1 zu DIN 1045-1:2001-07. Ausgabe Juli 2002. [3] Erläuterungen zu DIN 1045-1. – In: Schriftenreihe des Deutschen Ausschusses für Stahlbeton, Heft 525, Ausgabe 2003. [4] Deutscher Ausschuss für Stahlbeton; DAfStb: Richtlinie Schutz und Instandsetzung von Betonbauteilen (Instandsetzungs-Richtlinie). Ausgabe Oktober 2001. [5] DIN EN 206-1:2001-07: Beton – Teil 1: Festlegung, Eigenschaften, Herstellung und Konformität. Deutsche Fassung EN 206-1:2000. [6] Auslegungen zur DIN 1045-1. Stand: 1. Juni 2012. – In: www.nabau.din.de (Aktuelles/Auslegungen zu DINNormen/Antworten zu Auslegungs-Anfragen/Auslegungen zu DIN 1045-1), letzter Zugriff: 21. November 2012. [7] DIN 18195: Bauwerksabdichtungen (Normenreihe). [8] DBV-Merkblatt „Parkhäuser und Tiefgaragen“. Fassung 2005. [9] DIN 1045-1:2008-08: Tragwerke aus Beton, Stahlbeton und Spannbeton – Teil 1: Bemessung und Konstruktion. [10] DAfStb: Bericht über das DBV-/DAfStb-Fachkolloquium „Dauerhaftigkeit von Parkdecks“ am 20. November 2009 in Berlin. – In: http://dafstb.de/akt_dbv_dafstb_parkdecks. html. Letzter Zugriff: 21. November 2012. [11] Erläuterungen zu DIN 1045-1. – In: Schriftenreihe des Deutschen Ausschusses für Stahlbeton, Heft 525, Ausgabe 2010 (2. Auflage).

[12] DBV-Merkblatt „Parkhäuser und Tiefgaragen“. Fassung 2010. [13] DIN EN 1992-1-1:2011-01/NA, Nationaler Anhang – National festgelegte Parameter – Eurocode 2: Bemessung und Konstruktion von Stahlbeton- und Spannbetontragwerken – Teil 1-1: Allgemeine Bemessungsregeln und Regeln für den Hochbau. [14] DIN EN 1992-1-1/NA Berichtigung 1:2012-06, Nationaler Anhang – National festgelegte Parameter – Eurocode 2: Bemessung und Konstruktion von Stahlbeton- und Spannbetontragwerken – Teil 1-1: Allgemeine Bemessungsregeln und Regeln für den Hochbau, Berichtigung zu DIN EN 1992-1-1/NA:2011-01. [15] E DIN EN 1992-1-1/NA/A1:2012-05: Nationaler Anhang – National festgelegte Parameter – Eurocode 2: Bemessung und Konstruktion von Stahlbeton- und Spannbetontragwerken – Teil 1-1: Allgemeine Bemessungsregeln und Regeln für den Hochbau; Änderung A1. [16] DIN EN 1992-1-1:2011-01, Eurocode 2: Bemessung und Konstruktion von Stahlbeton- und Spannbetontragwerken – Teil 1-1: Allgemeine Bemessungsregeln und Regeln für den Hochbau. Deutsche Fassung EN 1992-1-1:2004 + AC:2010. [17] Erläuterungen zu DIN EN 1992-1-1 und DIN EN 1992-11/NA (Eurocode 2). – In: Schriftenreihe des Deutschen Ausschusses für Stahlbeton, Heft 600, Ausgabe 2012.

AKTUELL

Kraftwerk Sohlstufe Lehen Der Bau dieses Wasserkraftwerks ist in vielerlei Hinsicht etwas Besonderes: Sowohl die ausgefallene Architektur, der außergewöhnliche Standort inmitten der Salzach als auch die extremen Dimensionen stellen – auch für die Schalungstechnik – eine große Herausforderung dar.

Beton- und Stahlbetonbau 108 (2013), Heft 1

(Foto: Doka)

Für die Bauphase 1 wurde die Salzach zunächst umgeleitet, um eine Baugrube am rechten Flussufer frei zu legen. Von September 2010 bis Dezember 2011 errichtete die Baustellenmannschaft dort die ersten drei Wehrfelder samt Wehrbrücke. Die Wehrpfeiler mit ihren außergewöhnlichen Formen sind 2,5 m breit und bis zu 50 m lang. Sie wurden jeweils in vier Abschnitten betoniert. Für die Herstellung der bis zu 4,70 m hohen und bis zu 12 m langen Abschnitte war die

die Mannschaft maßgeschneiderte Sonderelemente ein, die im Werk vormontiert und einsatzfertig auf die Baustelle geliefert wurden. Große, abgetreppte Sonderbühnen sorgten als Betonierbühnen für ein sicheres Arbeitsumfeld und ließen sich bei Bedarf einfach mit dem Kran umsetzen.

Kraftwerk Sohlstufe Lehen: Die ausdrucksstarken Formen der Wehrpfeiler symbolisieren die Urkraft des Wassers und die daraus gewonnene Energie

leistungsstarke Trägerschalung FF20 im Einsatz. Als Stirnabschalung für die „Schwanenhälse“ und „Wangen“ setzte

Nach Fertigstellung der Bauwerke in der Baugrube am rechten Ufer wird die Salzach seit Januar 2012 über die neu gebauten Wehrfelder geleitet, um Platz für die zweite Baugrube zu schaffen. In der 2. Bauphase entstehen nun am linken Ufer der Trennpfeiler, das Krafthaus für die zwei Kaplan-Schachtturbinen und die Oberwasser- bzw. Unterwasser-Ufermauern samt integriertem Fischpass. Th.

BERICHT

Nachwuchs-Förderpreis von Ernst & Sohn 2012 Der Verlag Ernst und Sohn vergibt seit zehn Jahren in Zusammenarbeit mit Universitäten in Deutschland, Österreich und der Schweiz einen Förderpreis für den Bauingenieurnachwuchs. Mit dem Förderpreis werden die von den Hochschulen benannten jahrgangsbesten Absolventen ausgezeichnet. Auch einige Fachhochschulen beteiligen sich regelmäßig an der Aktion und nennen ihre besten Absolventen. Die prämierten Jungingenieurinnen und Jungingenieure (Tabelle 1) erhalten für ihre herausragenden Leistungen ein Jahresabonnement einer Zeitschrift des Verlags Ernst und Sohn nach Wahl, welches sie bei ihrem Einstieg in die Berufswelt und der Vertiefung des Fachwissens unterstützen soll. Die Auszeich-

Tab. 1.

nung mit dem Abonnement einer Fachzeitschrift soll die jungen Kolleginnen und Kollegen motivieren, am Wissenserwerb weiter interessiert zu sein und ihm treu zu bleiben. Alle mit dem Preis ausgezeichneten Jahrgangsbesten ab dem Jahrgang 2008 sind auch auf der Ernst und Sohn Homepage unter http://www.ernst-und-sohn.de/nach wuchsförderpreis aufgelistet. Der Verlag und die Redaktion beglückwünschen die ausgezeichneten Preisträgerinnen und Preisträger und wünschen viel Erfolg für die weitere berufliche Zukunft!

Die Preisträger des Nachwuchsförderpreises 2012

Preisträgerinnen, Preisträger

Titel der ausgezeichneten Diplomarbeit, Masterarbeit

Professor, Universität/Fachhochschule

RICHARD CHILLÉ

Bewertung der Dauerhaftigkeit von Stahlbetonbauteilen unter dem kombinierten Angriff von Frost-Tausalz und Chloriden

Christoph Gehlen, TU München

GEORG DOHMEN

Numerische Untersuchungen zur Tragfähigkeitssteigerung von Betonbrücken durch zusätzliche externe Vorspannung

Josef Hegger, RWTH Aachen

ILONA VERA EHRET

Einfluss der Gesteinskörnungen auf die rheologischen Eigenschaften von Betonen aus klinkerreduziertem Zement

Carl.-A. Graubner, TU Darmstadt

BERNHARD EICHWALDER

Brückenbau mit vorgespannten Doppelwandelementen

Johann Kollegger, TU Wien

P HILIPP GLEICH

Vorteile der schlaffen Bewehrung bei Windenergieanlagen – Studie zur Wirtschaftlichkeit der Bauart

Reinhard Maurer, Universität Dortmund

LUKAS KROTIL

Einfluss der Steifigkeit von Ringspaltmaterialien auf die Beanspruchung der Tunnelauskleidung

Oliver Fischer, TU München

ANDRE LANGEBORG

Entwicklung eines rheologischen Modells zur Abbildung der Interaktionsmechanismen zwischen Textilien und Kurzfasern bei Textilbeton

Wolfgang Brameshuber, RWTH Aachen

GEORG LANGLINDERER

Optimierung und Qualitätssicherung von Estrichen im Innenausbau

Andreas Maurial, FH Regensburg

LORENZ LEITNER

Bestandsaufnahme und Berechnung eines bestehenden Dachbinders aus Eisenbeton nach DIN 1045-1:2008-08

Jürgen Mainz, FH München

P HILIPP LÖBER

Anwendung von Faser-Bragg-Gitter-Sensoren in Faserverbundwerkstoffen zur Dehnungsmessung auf Bauteiloberflächen

Klaus Holschemacher, HTWK Leipzig

MARCEL MEINHARDT

Konzept für den Schutz von Schrägkabeln und externen Spanngliedern gegen terroristische Angriffe

Manfred Keuser, Universität der Bundeswehr München

CYRIL MOUQUIN

Conception et dimensionnement d’une passerelle piétonne flottante et mobile à Ouchy/Lausanne

Aurelio Muttoni, EPF Lausanne

GEORG MÜLLER

Zur Bemessung von Rahmenbrücken

Jürgen Feix, Universität Innsbruck

BERICHT REPORT

DOI: 10.1002/best.201208265

Nachwuchs-Förderpreis von Ernst & Sohn 2012 Tab. 1.

Fortsetzung

Preisträgerinnen, Preisträger

Titel der ausgezeichneten Diplomarbeit, Masterarbeit

Professor, Universität/Fachhochschule

LUKAS MÜLLER

Schubtragverhalten von Stahlbetonplattentragwerken

Manfred Curbach, TU Dresden

MARIA PAULUHN

Charakterisierung des viskoelastischen Verhaltens von Zementstein im frischen, plastischen und erhärtenden Zustand unter Berücksichtigung der Vorschädigung

Harald Budelmann, TU Braunschweig

JONAS RITTER

Untersuchung des Tragverhaltens von Drahtseilschlaufen in Beton

Lothar Stempniewski, Universität Karlsruhe

SANDRA ROHLÄNDER

Experimentelle Untersuchungen der Rückspannung von Stahlbetonbalken in Symmetriewiderlager

Peter Mark, Ruhr-Uni-Bochum

STEFAN SANDER

Instandsetzung des Natursteinviaduktes von Givrins

Eugen Brühwiler, EPF Lausanne

IRINA SCHMIDT

Optimierung von Stahlbetonbauteilen unter Einsatz Evolutionärer Algorithmen

Martina Schnellenbach-Held, Universität Essen

SEBASTIAN SCHMIDT

Untersuchungen zur numerischen Beschreibung von profilierten Trockenfugen im Segmentbau

Martin Empelmann, TU Braunschweig

ANDREAS SCHMITT

Numerische räumliche Simulation des instationären Temperaturverlaufes bei Sandwichbauteilen

Jürgen Schnell, TU Kaiserslautern

P HILIPP SCHULTE

Beitrag zur Neufassung der Biegeschlankheit von Stahlbetondecken und -balken nach Eurocode EC 2-1-1/NA

Peter Göttlich, Petra Wenisch, FH Potsdam

BJÖRN SCHÜTTE

Numerische Untersuchungen des Querkrafttragverhaltens von Balken aus ultrahochfestem Beton

Ekkehardt Fehling, Universität Kassel

ULRICH SCHÜTZ

Nachweis der Rissbreitenbeschränkung im Stahlbetonbau mithilfe materiell nichtlinearer Berechnungsmethoden

Franz Zahn, FH Konstanz

Firmen und Verbände – Persönliches– Rezensionen – Nachrichten Aus dem Inhalt Zuschrift ................................................................................................... ICARO Award an Holger Svensson verliehen ................................... European Concrete Award 2012 an Italien und die Niederlande ... 4.500 Nachwuchsingenieure planen und bauen .............................. DBV-Heft 19 aktualisiert und erweitert ............................................... An den Eurocode angepasst ................................................................ Kostenfreie Musteringenieurverträge ................................................ Spannbeton: Grundlagen und Anwendungsbeispiele .....................

71 76 76 77 78 78 79 79

Beton- und Stahlbetonbau aktuell 1/13

ZUSCHRIFTEN

Zuschrift zu: G. MOTZKE: „Parkhäuser und Tiefgaragen – Zur rechtlichen Wertigkeit des gleichnamigen Merkblatts des Deutschen Beton- und Bautechnik-Vereins E.V., Ausgabe September 2010“. Betonund Stahlbetonbau 107 (2012), Heft 9, S. 579–589. (DOI: 10.1002/best.201200026) „Die Varianten 2a und 2b des Merkblatts entsprechen nicht den anerkannten Regeln der Technik.“ Zu diesem Urteil über das DBV-Merkblatt „Parkhäuser und Tiefgaragen“ [1] kommt Professor Dr. jur. GERD MOTZKE, Vorsitzender Richter am Bausenat des OLG München a.D., in seinem Beitrag im Septemberheft 2012 dieser Zeitschrift. Die Entschiedenheit des Urteils und seiner Begründung erstaunen aus Sicht des DBV, da einige wichtige Zusammenhänge bei der Urteilsfindung nicht hinreichend berücksichtigt bzw. zu sehr vereinfacht dargestellt wurden. Insofern hinterfragt der DBV das Urteil, zu dem Prof. MOTZKE kommt, und bittet den Autor um Berücksichtigung nachstehender Fakten bei einer Revision, die der DBV hiermit „beantragt“. Zur Vervollständigung des Bildes, aufgrund dessen Prof. MOTZKE zu seinem Urteil kommt, ist zunächst anzuführen, dass die als „Varianten“ bezeichneten Lösungen für die „besonderen Maßnahmen“, die bei direkt befahrenen Parkdecks der Expositionsklasse XD3 zu ergreifen sind, in ihrer technischen Formulierung keine Erfindung des DBV sind. Der DBV ist sicherlich verantwortlich dafür, sozusagen dem Kind in seinem Merkblatt in der Fassung von 2005 [2] erstmals einen Namen gegeben zu haben. Die technischen Grundlagen hierfür hat aber der DAfStb gelegt – zum einen in seiner damaligen Eigenschaft als Fachbereich 07 „Beton- und Stahlbetonbau“ im Normenausschuss Bauwesen des DIN und insofern als Bearbeiter der

DIN 1045 (Ausgaben Juli 2001 [3] sowie August 2008 [4]) und – ergänzend dazu – in seinem Heft 525, das Erläuterungen zur DIN 1045-1 enthält und das 2003 [5] bzw. 2010 [6] erschienen ist. Die in der Norm und den zugehörigen Erläuterungen enthaltenen Hinweise hat der DBV geordnet und darauf aufbauend vorgeschlagen, die verschiedenen Maßnahmen, die der DAfStb beschrieben hat, als Varianten zu bezeichnen – damals mit 1a, 1b, 2 (nicht untergliedert) und 3 nummeriert. Damit wurde nicht etwas Neues formuliert, sondern das im DAfStb Vereinbarte wurde vom DBV in eine für die Baupraxis handhabbare Form gebracht und zusätzlich um Praxishinweise ergänzt. Die von MOTZKE als das „bedeutsam Neue“ (Seite 580, rechte Spalte, vorletzter Absatz, letzter Satz) bezeichneten Regelungen, die nach seinem Urteil insbesondere wegen des vermuteten Neuigkeitsgrades nicht die notwendige Anerkennung durch Fachleute haben können, sind der Fachwelt also seit 2003 als Erläuterungen des DAfStb bekannt. Es ist also keine technische Neuerung, die durch das DBV-Merkblatt entstanden ist – weder in der Fassung von 2005 noch – wie MOTZKE vermutet – in der von 2010. Denn schon in den genannten DAfStb-Erläuterungen aus 2003 [5] sind Hinweise auf Reduktionen von Anforderungen an Expositionsklassen und Betondeckung mit erhöhten Wartungsintensitäten verknüpft. Zu richten wäre die Kritik Prof. MOTZdie in seinem Urteil enthalten ist, insofern auch an den DAfStb, der die beschriebenen Regeln seit 2003 in den von ihm betreuten Regelwerken und Erläuterungen unwidersprochen fortschreibt, z. B. in [6]. Dass der DAfStb der richtige Adressat gewesen wäre, zeigt auch die Stellungnahme des DAfStb, die dieser KES,

u. a. in Reaktion auf den Beitrag MOTZKES veröffentlicht hat, vgl. [7]. Erstaunlich ist das Urteil MOTZKES für den DBV, weil der Autor vor dem sehr komplexen Hintergrund der Planung von Parkbauten in [8] auch schon einmal folgendermaßen formuliert hat: „Das Merkblatt macht klar, dass die Konstruktion und technische Ausgestaltung im Detail Auswirkungen auf die in der Nutzungsphase anstehende Wartung haben. Der Investor hat damit unterschiedliche Möglichkeiten mit Auswirkungen auf die Investitions- und Nutzungs- oder Betreiberkosten. Das hat Auswirkungen für den Ingenieur und für einen Betreiber, der mit dem Investor nicht identisch ist. Die Technik löst demnach notwendig Rechts- und Gestaltungsfolgen aus. Das betrifft den Ingenieur und den Tragwerksplaner, die den Auftraggeber in den einschlägigen Leistungsphasen ihres Leistungsbildes über die in Betracht kommenden Alternativen mit ihren Auswirkungen auf Investitions- und Betreiberkosten informieren müssen.“ Weiter schreibt er in [8]: „Mangeltatbestände, die zu Lasten des Planers oder des Ausführungsbetriebs gehen, sind von solchen zu unterscheiden, die dem Grunde oder ihrer Intensität nach wegen unzulänglicher oder überhaupt unterlassener Wartung/Instandhaltung zu Lasten des Betreibers gehen.“ MOTZKE geht also zumindest in [8] davon aus, dass der Betreiber eine Pflicht zur Wartung bzw. Instandhaltung hat – und zwar unabhängig von deren Intensität. Seine vorgenannte Feststellung bestätigt MOTZKE in einem weiteren Beitrag, an dem er als Autor beteiligt ist [9]. Vor dem Hintergrund dieser früheren Beurteilungen MOTZKES ist umso kritischer die nunmehr in seinem aktuellen Aufsatz veröffentlichte Vermutung zu be-

Beton- und Stahlbetonbau 108 (2013), Heft 1

BETON- UND STAHLBETONBAU aktuell leuchten, wenn er dort (Seite 582, rechte Spalte, 2. Absatz, 2. Satz) sagt: „Die Frage wird sein, ob die im Vergleich zu den Varianten 1a, 1b und 3 festzustellende Risikoerhöhung, deren Umschlag in einen Mangel/Schaden nur durch ein bestimmtes Nutzerverhalten verhindert werden kann, nicht von vornherein zum Ausschluss der Qualifizierung als anerkannte Regel der Technik führt.“ MOTZKE vermutet hier also eine Risikoerhöhung. Das Gegenteil ist jedoch der Fall, denn: Die Varianten 2a und 2b sind regelmäßig mit intensiver Wartung verknüpft, die Gegenstand einer im Voraus geplanten und vom Betreiber des Parkbaus umzusetzenden Instandhaltungsprozedur ist. Während in der Variante 1 der Riss oder die Schädigung der Beschichtung im schlimmsten Fall erst drei Jahre nach seinem Auftreten erkannt wird, wird dieser bei den Varianten 2a und 2b bereits in der Inspektion nach maximal einem Jahr entdeckt, und der weitere Chlorideintrag kann durch gezielte Maßnahmen, die im Instandhaltungsplan geregelt sind, verhindert werden. Es handelt sich also durch die präzise Anleitung des Betreibers durch einen umfassenden Instandhaltungsplan um ein System der Risikoreduzierung – und nicht um eine Risikoerhöhung. Vielleicht sieht dies auch MOTZKE so, wenn er das größte Risiko im Faktor Mensch sieht: „Erfahrungsgemäß werden Wartung und Instandhaltung in der Praxis viel zu nachlässig wahrgenommen.“ (Seite 588, linke Spalte, Mitte des Absatzes unter 5.4.3) Dieses Bild von der Praxis der Instandhaltung im Bauwesen kann man als Ingenieur aber kaum so stehen lassen. Denn nicht nur der DBV hat mit seinem bereits 2007 veröffentlichten Merkblatt „Bauwerksbuch“ [10] Empfehlungen zur Sicherheit und Erhaltung von Gebäuden herausgegeben, die Wartungs- und Inspektionszyklen vorschlagen – und somit eine regelmäßige Instandhaltung. Auch die öffentliche Hand [11] und der VDI [12] verdeutlichen die Notwendigkeit der Inspektion und Wartung in ihren Hinweisen zur regelmäßigen Überprüfung von Bauwerken. Zwar wird in letzteren zunächst die Standsicherheit, und nicht prioritär Gebrauchstauglichkeit und Dauerhaftigkeit angesprochen. Dennoch ist seit Jahren folgender Grundsatz anerkannt, siehe [13]: „Eine Gefährdung der Standsicherheit liegt nicht nur bei einem entsprechenden Schaden vor. Sie liegt auch dann vor, wenn ein Schaden mit

Beton- und Stahlbetonbau 108 (2013), Heft 1

großer Wahrscheinlichkeit künftig zu erwarten ist.“

zu konkretisieren, um dadurch die notwendige Rechtsicherheit zu schaffen.

Und Schäden gilt es durch Inspektion und Wartung vorzubeugen – seit Jahrzehnten üblich und beispielsweise in DIN 1076 [14] geregelt für Straßenbrücken, mit denen das Merkblatt Parkbauten wie folgt vergleicht: „Tatsächlich weisen diese Gebäude (Anm.: Gemeint sind Parkbauten.) eher die Beanspruchungen von Verkehrsbauwerken, wie z. B. Brücken, auf und sollten dementsprechend geplant werden.“

Dass die Instandhaltung nicht nur eine auf Gesetzen basierende Kardinalpflicht ist und ihr Unterlassen insofern kein „Kavaliersdelikt“ darstellt, wird insbesondere im Bereich von Gewerbeimmobilien deutlich: Hier führt die Beschäftigung mit Instandhaltungspflichten und der Verteilung zugehöriger Verantwortlichkeiten sogar dazu, dass sich mit HANS-JOACHIM DOSE ein inzwischen Vorsitzender Richter am Bundesgerichtshof mit der Materie befasst, vgl. [17]. DOSE schreibt, dass „(…) bei der Gewerberaummiete nicht nur die Schönheitsreparaturen, sondern auch die Pflichten zur Instandhaltung und Instandsetzung grundsätzlich formularmäßig auf den Mieter übertragen werden (können)“.

Dass für Bauteile, die mit einer Beschichtung gegen das Eindringen schädlicher Stoffe geschützt werden, eine definierte Instandhaltung stets notwendig und somit üblich ist, wird auch in [13] festgelegt. Dort heißt es: „Vom sachkundigen Planer ist für die gewählte Ausführung ein Instandhaltungsplan zu erstellen, der planmäßige Inspektionen und Angaben zu Wartung und Instandhaltungsmaßnahmen enthält.“ Damit fordert die Instandhaltungsrichtlinie für beschichtete Bauteile stets mehr als die sonst „üblichen Instandhaltungsbedingungen“ für nicht beschichtete Bauteile, auf die in DIN EN 206-1 [15] Bezug genommen wird. Für beschichtete Bauteile – z. B. direkt befahrene Parkdecks der Varianten 1a, 1b, 2a oder 2b – wird also durch die anerkannte Regel der Technik ([13]) immer ein Instandhaltungsplan mit Festlegungen zu Inspektions- und Wartungsintervallen gefordert, den der sachkundige Planer aufzustellen hat. Dieses Vorgehen ist seit dem Einführen der Instandsetzungsrichtlinie im Jahr 2001 üblich – auch wenn es über das für nicht beschichtete Bauteile Übliche gemäß DIN EN 206-1 [15] hinausgeht. Der Gesamtrahmen des Regelwerks ist insofern eindeutig – unabhängig davon, in welcher Variante das Parkdeck ausgeführt wird. Und nicht zuletzt der Gesetzgeber sieht für alle am Bau Beteiligten vor, eine ordnungsgemäße Instandhaltung zu besorgen. So heißt es in § 3 (2) MBO [16]: „Bauprodukte und Bauarten dürfen nur verwendet werden, wenn bei ihrer Verwendung die baulichen Anlagen bei ordnungsgemäßer Instandhaltung während einer dem Zweck entsprechenden angemessenen Zeitdauer die Anforderungen dieses Gesetzes oder aufgrund dieses Gesetzes erfüllen und gebrauchstauglich sind.“ Die Regelungen des DAfStb und des DBV zielen darauf ab, diese abstrakte Forderung zu materialisieren und somit

Dies alles spricht aus Sicht des Unterzeichners eindeutig gegen MOTZKES Vermutung, dass „die Bedeutung der Wartung (…) für die dauerhafte Sicherung der Gebrauchstauglichkeit und die Erhaltung der Lebensdauer in der Realität nicht ausreichend verankert (ist)“ (Seite 588, linke Spalte, Mitte des Absatzes unter 5.4.3). Aber insbesondere aus dieser Vermutung leitet MOTZKE die Disqualifizierung der Varianten 2a und 2b des Merkblatts ab. Neben den technischen formuliert MOTZKE in seinem Beitrag auch betriebswirtschaftlich begründete Zweifel. So stellt er die Frage (Seite 583, linke Spalte, oben), „ob die Reduktion des Mitteleinsatzes in der Errichtungsfrage angesichts des um ein Mehrfaches erhöhten Mitteleinsatzes in der Betriebsphase wirtschaftlich überhaupt als sinnvoll angesehen werden kann“. Diese unternehmerische Frage muss jeder Bauherr für sich beantworten – nach entsprechender Aufklärung durch den ihn beratenden Ingenieur. Hierauf weist das DBV-Merkblatt an mehreren Stellen hin. Insofern hat der Unterzeichner Zweifel, dass eine auf das individuelle Bauwerk bezogene und betriebswirtschaftlich zu beantwortende Frage über die allgemeine Anerkennung einer Technikregel mitentscheiden können soll – zumal MOTZKE in seinem Beitrag die Summe der Wartungsvorgänge mit dem in der Nutzungszeit insgesamt zu betreibenden Instandhaltungsaufwand gleichsetzt. Er formuliert in Bezug auf die Wartungsintervalle bei den Varianten 2a und 2b (Seite 582, rechte Spalte, vorletzter Absatz, letzter Satz): „Das bedeutet im Vergleich zu den Varianten 1a, 1b und 3

BETON- UND STAHLBETONBAU aktuell eine Versechsfachung des Wartungsund Instandhaltungsbedarfs.“ [4]

Diese Gleichsetzung, aus der er die Disqualifikation der Varianten 2a und 2b ableitet, verkürzt unzulässig technische Zusammenhänge – und zwar aus zwei Gründen: 1. Instandhaltung beinhaltet mehr als nur Wartung und Inspektion, nämlich auch Instandsetzung. 2. Das im Merkblatt [1] genannte erweiterte Instandhaltungskonzept fordert zunächst eine höhere Wartungsfrequenz bei der Inspektion bestimmter Gegenstände. Dass sechsmal so häufig durchgeführte Inspektionen und Wartungen automatisch einen sechsmal höheren Instandhaltungsaufwand – inkl. Instandsetzung – erfordern, ist jedoch eher unwahrscheinlich. So zeigen Erfahrungen der Praxis, dass kürzere Wartungs- und Inspektionsabstände insgesamt zu geringeren Instandhaltungskosten führen, als in größeren Abständen durchgeführte Wartungen, bei denen durch die größeren Zeitabstände etwaige Schädigungen schon ausgeprägter sein können und aufwendige sowie kostenintensive Instandsetzungen notwendig werden, vgl. Bild 1. Diese Erkenntnisse sind weder im Bauwesen neu, vgl. [19], noch in anderen ähnlichen Bereichen. So heißt es in einem Bericht des VDI, vgl. [20]: „Instandhaltung sichert nachhaltig die Leistungsfähigkeit von Maschinen und Anlagen“. Jedoch übersieht MOTZKE diese Hintergründe bei seiner Beurteilung – oder er verkürzt sie zu sehr. Sein Urteil, das im Wesentlichen auf der aus technischer Sicht falschen Annahme beruht, kürzere Wartungsintervalle begründeten stets einen erhöhten Instandhaltungsaufwand und stellten somit eine vom Bauherren nicht hinnehmbare Risikoerhöhung dar, geht somit fehl. Aus Sicht des DBV sind daher die darauf begründeten sehr scharfen Empfehlungen MOTZKES zur Bedenkenanmeldung kaum aufrecht zu erhalten. Zusammenfassend ist festzustellen, dass es ein übliches Grundprinzip im Alltag des Ingenieurs darstellt, den Widerstand eines Bauteils gegen Einwirkungen – also den Abnutzungsvorrat – sowie andererseits die notwendige Instandhaltungsstrategie so aufeinander abzustimmen, dass auch die verfügbaren Mittel und die vorgesehene Nutzung im Einklang stehen. Dieses übliche und in den einschlägigen anerkannten Regeln der Technik

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Bild 1

Wartungsstrategien im Vergleich: geringe (Approach 3), mittlere (Approach 1) und große Wartungsabstände (Approach 2) im Verhältnis zu den Gesamtinstandhaltungskosten (Cumulated Costs) über eine Nutzungszeit von 50 Jahren, aus [18]

implementierte Prinzip der Ingenieurtätigkeit wird bei den Varianten 2a und 2b des DBV-Merkblatts „Parkhäuser und Tiefgaragen“ gleichermaßen angewendet wie bei den Varianten 1a und 1b sowie 3. Daher stellt der DAfStb in [7] auch fest: „Aus Sicht des DAfStb führen die unterschiedlichen Varianten nach heutigem Kenntnisstand zu technisch gleichwertigen Lösungen.“ Der DAfStb widerspricht somit der Einschätzung MOTZKES, dass das Gleichwertigkeitserfordernis der Varianten 2a und 2b nicht erfüllt sei.

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Zugestehen muss man MOTZKE, mit seinem Beitrag initiiert zu haben, sich nochmals mit dem DBV-Merkblatt in seiner Gänze auseinanderzusetzen – inklusive der Hinweise zur Dokumentation der Beratung des Bauherren und zur Umsetzung der Wartungs- und Instandsetzungsverpflichtungen. [12]

Auch sollen nun die beschriebenen Zusammenhänge deutlicher in der Norm verankert werden: So kündigt der DAfStb in [7] an, die Regelungen zu den verschiedenen Varianten für die Aufnahme in den Nationalen Anhang zu DIN EN 1992-1-1 [21] vorzuschlagen. Dies ist zwar auch jetzt schon der Fall, jedoch nur unter Verweis auf weitergehende Hinweise im Heft 600 [22] und im DBVMerkblatt [1], vgl. [23]. Dr.-Ing. LARS MEYER Deutscher Beton- und Bautechnik-Verein E.V. meyer@betonverein.de

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Literatur [1] DBV-Merkblatt „Parkhäuser und Tiefgaragen“. Fassung 2010. [2] DBV-Merkblatt „Parkhäuser und Tiefgaragen“. Fassung 2005. [3] DIN 1045-1: Tragwerke aus Beton, Stahlbeton und Spannbeton – Teil 1: Bemes-

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sung und Konstruktion. Ausgabe Juli 2001. DIN 1045-1: Tragwerke aus Beton, Stahlbeton und Spannbeton – Teil 1: Bemessung und Konstruktion. Ausgabe August 2008. Deutscher Ausschuss für Stahlbeton e.V. (DAfStb): Erläuterungen zu DIN 1045-1. – In: Heft 525 in der Schriftenreihe des DAfStb. 1. Auflage 2003. Deutscher Ausschuss für Stahlbeton e.V. (DAfStb): Erläuterungen zu DIN 1045-1. – In: Heft 525 in der Schriftenreihe des DAfStb. 2. Auflage 2010. Deutscher Ausschuss für Stahlbeton e.V. (DAfStb): Regelungen zur Dauerhaftigkeit von befahrenen Parkdecks – Stellungnahme des DAfStb. – In: http://www. dafstb.de/akt_stellungnahme_DAfStb_ parkdecks.html. Letzter Zugriff: 3. Dezember 2012. MOTZKE, GERD: Vertragliche Vereinbarungen zur Wartung von Parkbauten – Juristische Bewertung. – In: DBV-Heft 20 „Parkhäuser und Tiefgaragen – Das neue DBV-Merkblatt“, S. 87 – 100. DBV-Eigenverlag, Berlin, 2010. BASTERT, HEINRICH; KRAMS, JÜRGEN; MEYER, LARS; MOTZKE, GERD: Wartung bei Parkbauten – Inhalte und juristische Stellung. – In: Beton- und Stahlbetonbau 106 (2011), Heft 9, Seiten 614 bis 621 (DOI: 10.1002/best.201100047). DBV-Merkblatt „Bauwerksbuch – Empfehlungen zur Sicherheit und Erhaltung von Gebäuden“. Fassung Juni 2007. Bauministerkonferenz – Konferenz der für Städtebau, Bau- und Wohnungswesen zuständigen Minister und Senatoren der Länder (ARGEBAU): Hinweise für die Überprüfung der Standsicherheit von baulichen Anlagen durch den Eigentümer/ Verfügungsberechtigten. – In: Mitteilungen des Deutschen Instituts für Bautechnik (DIBt), Heft 6/2006, Seiten 222 bis 226. September 2006. VDI-Richtlinie 6200 „Standsicherheit von Bauwerken – Regelmäßige Überprüfung“. – Fassung Februar 2010. DAfStb-Richtlinie „Schutz und Instandsetzung von Betonbauteilen – Teil 1: Allgemeine Regelungen und Planungsgrundsätze“. – Ausgabe Oktober 2001. DIN 1076: Ingenieurbauwerke im Zuge von Straßen und Wegen – Überwachung und Prüfung. Ausgabe November 1999. DIN EN 206-1: Beton – Teil 1: Festlegung, Eigenschaften, Herstellung und Konformität; Deutsche Fassung EN 2061:2000. Bauministerkonferenz – Konferenz der für Städtebau, Bau- und Wohnungswesen zuständigen Minister und Senatoren der Länder (ARGEBAU): Musterbauordnung, Fassung November 2002. DOSE, HANS-JOACHIM: Grenzen der Abwälzung der Instandhaltungspflicht des Gewerberaummieters. – In: ZMR 2009, 885. Vortrag beim 11. Deutschen Mietgerichtstag 2009. Karlsruhe, März 2009. MEYER, LARS; LITZNER, HANS-ULRICH: Maintenance Strategy Versus Simplified Deem-to-Satisfy Rules. – In: Proceedings of the International Conference on Con-

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BETON- UND STAHLBETONBAU aktuell

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crete Repair, Rehabilitation and Retrofitting (ICCRRR), Kapstadt, Südafrika, November 2005, Balkema Publ. Rotterdam (Hrsg. M. ALEXANDER et al.), 2005, Seiten 115 bis 116 (Langfassung auf CD-Rom). NAUMANN, JOACHIM: Brückenertüchtigung jetzt – Ein wichtiger Beitrag zur Sicherung der Mobilität auf Bundesfernstraßen. – Studie im Auftrag von BDI, HDB und BBS. Hrsg.: Deutscher Beton- und Bautechnik-Verein E.V. DBV-Heft 22, Berlin, 2011. CIUPEK, MARTIN: „Unternehmen sparen auf Kosten ihrer Zukunft.“ – In: VDINachrichten vom 8. April 2005. Seite 25. DIN EN 1992-1-1:2011-01: Eurocode 2: Bemessung und Konstruktion von Stahlbeton- und Spannbetontragwerken – Teil 1-1: Allgemeine Bemessungsregeln und Regeln für den Hochbau; Deutsche Fassung EN 1992-1-1:2004 + AC:2010. Deutscher Ausschuss für Stahlbeton e.V. (DAfStb): Erläuterungen zu DIN EN 1992-1-1 und DIN EN 1992-1-1/NA (Eurocode 2). – In: Heft 600 in der Schriftenreihe des DAfStb. Ausgabe 2012. E DIN EN 1992-1-1/NA/A1:2012-05: Nationaler Anhang – National festgelegte Parameter – Eurocode 2: Bemessung und Konstruktion von Stahlbeton- und Spannbetontragwerken – Teil 1-1: Allgemeine Bemessungsregeln und Regeln für den Hochbau; Änderung A1. Ausgabe Mai 2012.

Erwiderung Die Varianten 2a und 2b werfen im Vergleich zu den Varianten 1a und b und der Variante 3 technische und rechtliche Fragen auf. Die in dem Beitrag des Unterzeichners im Heft 9/2012 behandelte Fragestellung, ob Ausführungen nach den Varianten 2a und 2b den anerkannten Regeln der Technik entsprechen, wurde gleichsam von außen an das Merkblatt herangetragen. Denn das Merkblatt enthält sich einer ausdrücklichen Qualifizierung der auf Seite 33 ff. behandelten Ausführungsvarianten nach Maßgabe der gängigen unterschiedlichen technischen Standards. Grundsätzlich muss sich im Baubereich jede technische Methode und Verfahrensweise, die von Planern und Konstrukteuren erdacht und von Unternehmern ausgeführt werden, die Frage gefallen lassen, welchen Technikstandard sie abbilden, nämlich ob sie dem Stand von Wissenschaft und Technik, dem Stand der Technik oder dem Stand der anerkannten Regeln der Technik entsprechen. Das ist bei Fehlen von vertraglichen Regelungen deshalb bedeutsam, weil das Gesetzesrecht in diesen Fällen – bedeutsam für Planer- und für Bauverträge – nach § 633 Abs. 2 Satz 2 Nr. 2 BGB

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auf die gewöhnliche Verwendungseignung abstellt. Werden Bauverträge unter Einbeziehung der VOB/B geschlossen, bestimmt § 4 Abs. 2 Nr. 1 VOB/B, der Auftragnehmer habe bei Erbringung der Leistung die anerkannten Regeln der Technik zu beachten, und nach § 13 Abs. 1 Satz 2 VOB/B ist die Einhaltung der anerkannten Regeln der Technik ein Sachmangelfreiheitskriterien. Dies gilt dann, wenn der Vertrag Abweichendes nicht vorsieht. Und genau an dieser Stelle trifft das Merkblatt auf Seite 31, vorletzter Absatz, eine sehr bedeutsame Feststellung dahin: „Das Konzept ist vertraglich zu vereinbaren.“ Gemeint ist das Konzept nach den Varianten 2a und 2b. Man könnte daraus den Schluss ziehen: Das Merkblatt selbst bringt mit diesem Vereinbarungsgebot zum Ausdruck, dass die Varianten 2a und 2b nicht „etwas Gewöhnliches“ sind, sondern der Vereinbarung bedürfen, um danach planen und ausführen zu dürfen. Man könnte hieraus den Schluss ziehen, nach dem Merkblatt kämen die Varianten nur als vereinbarte Beschaffenheit nach § 633 Abs. 2 bzw. § 13 Abs. 1 Satz 3 VOB/B in Betracht und schieden als Bauweisen aus, mit denen die gewöhnliche Verwendungseignung gesichert ist. Die Anforderungen an die gewöhnliche Verwendungseignung beschreiben § 633 Abs. 2 Satz 2 Nr. 2 BGB und § 13 Abs. 1 Satz 3 Nr. 2 VOB/B dahin, dass ein Werk diesem Standard dann entspricht, wenn es eine Beschaffenheit aufweist, die bei Werken der gleichen Art üblich ist und die der Besteller nach der Art des Werks erwarten kann und das Werk sich deshalb für die gewöhnliche Verwendung eignet. Jedermann kann sich vorstellen, dass die praktische Umsetzung dieses Anforderungsbeschriebs mehr als offen ist. Es wird einen Bereich geben, in dem die Antwortfindung eindeutig ist; es wird „Ränder“ geben, in denen die Antwort nicht nur schwer prognostizierbar, sondern völlig unsicher ist und von Gutachtern und zur Entscheidung aufgerufenen Richtern unterschiedlich aufgefunden wird. Dabei geht es aus Sicht des Unterzeichners nicht allein darum, ob – wie der DAfStb in seiner Stellungnahme1 ausführt – die unterschiedlichen Varianten nach heutigem Kenntnisstand zu

siehe http://www.dafstb.de/akt_stellungnahme_DAfStb_ parkdecks.html

technisch gleichwertigen Lösungen führen. Maßgeblich ist auch, was aus rechtlicher Sicht, nämlich die Anforderungen des § 633 Abs. 2 Satz 2 Nr. 2 BGB konkretisierend, die gewöhnliche Verwendungseignung eines Parkhauses ausmacht, welche Beschaffenheiten bei Werken der gleichen Art üblich sind und welche Beschaffenheiten der Besteller nach der Art des Werks erwarten kann. Die technischen Parameter sind um rechtliche Parameter zu erweitern. Muss, um es noch konkreter zu machen, der Besteller ausdrücklich auf den erweiterten Wartungs-und Instandhaltungsbedarf hingewiesen und dieser zum Vertragsinhalt gemacht werden, um die rechtliche Gleichwertigkeit der Varianten 2a und 2b mit den anderen Lösungen bejahen zu können? Muss die technische Gleichwertigkeit vertragsrechtlich ergänzend dadurch abgesichert werden, dass die Voraussetzungen auch für eine rechtliche Gleichwertigkeit vorliegen? Wer in diesem ungewissen Umfeld die Gebote des Merkblatts beachtet, schafft durch Aufklärung, Beratung, Dokumentation und Hinweis auf den Wartungsund Instandhaltungsbedarf Gewissheit. Er vermeidet den Konkretisierungsbedarf dessen, was unter „gewöhnlicher Verwendungseignung“ zu verstehen ist. Dann werden nämlich für Planung, Ausführung und Instandhaltung eines Parkhauses die entscheidenden Beschaffenheiten durch vertragliche Festlegungen getroffen. Denn ist aufgeklärt, beraten, dokumentiert und durch entsprechende Wartungsverträge abgesichert die Entscheidung für die Varianten 2a oder2 b gefallen, stellt sich die Frage, ob diese Varianten den anerkannten Regeln der Technik entsprechen, nicht. Die Beachtung der – erweiterten – Wartungsanforderungen, zu deren Einhaltung der Auftraggeber verpflichtet ist, was er auch versprochen hat, sichert die Funktionalität des versprochenen Werks. Wenn auch die Funktionalität des Werks bei den Varianten 2a und 2b angesichts technischer, aber diese Varianten kennzeichnender Abstriche in der Herstellungsphase maßgeblich von einer sachgerechten Instandhaltung in der Nutzungsphase abhängt, hat sich der Auftraggeber im Wissen um den Stellenwert der – erweiterten – Instandhaltungsgebote für diese Varianten entschieden. Nur wenn es daran fehlt, entsteht die im Beitrag aufgeworfene Frage, ob die Vari-

BETON- UND STAHLBETONBAU aktuell anten 2a und 2b den gewöhnlichen Verwendungseignungsanforderungen entsprechen, ob ein daran ausgerichtetes Werk die Beschaffenheiten aufweist, die bei Werken der gleichen Art üblich sind und die der Besteller nach der Art des Werks auch erwarten kann. Fallen im Planervertrag und im Bauvertrag nach vorausgehender Aufklärung und Beratung über die verschiedenen Möglichkeiten mit ihren Vorteilen und Nachteilen die Entscheidungen zugunsten der Varianten 2a und 2b des Merkblatts, sind Beschaffenheiten vereinbart, die bei Einhaltung der entsprechenden, nämlich erweiterten Wartungsmaßnahmen, das Funktionieren sichern. Es ist das unbestreitbare Verdienst des Merkblatts (S. 11), mit dem Hinweis 1 unter Ziff. 2.1.2 auf den Aufklärungsund Beratungsbedarf hinsichtlich der Vor- und Nachteile der nach dem Merkblatt zur Diskussion stehenden Ausführungsvarianten hingewiesen zu haben. Dies dient der Vermeidung von Haftungsrisiken, worauf ausdrücklich aufmerksam gemacht wird. Das Merkblatt (S. 11) weist die Planer darauf hin, Aufklärung und Beratung auch zu dokumentieren. Das weitere Verdienst des Merkblatts besteht darin, den Wartungs- und Instandhaltungsbedarf, der grundsätzlich Sache des Auftraggebers oder Bauherrn ist, für jedermann deutlich hervorgehoben zu haben (vgl. S. 12, Ziffer 2.1.3). Das Merkblatt qualifiziert die Varianten 2a und 2b ausweislich der Ausführungen auf Seite 31 unter Verweis auf die DAfStb-Hefte 525 und 600 selbst als Reduktionsmodelle und hält es für geboten, die Abweichungen bei der Betondeckung und den Expositionsklassen zu kompensieren. Die Varianten 2a und 2b können folglich als Kompensationsmodelle bezeichnet werden. Und das Merkblatt hebt im vorletzten Absatz auf Seite 31 hervor: „Das Konzept ist vertraglich zu vereinbaren. Klare vertragliche Festlegungen sind empfehlenswert, um Haftungsrisiken bei den Baubeteiligten zu vermeiden.“ Für die Frage, ob die Varianten 2a und 2b den anerkannten Regeln der Technik entsprechen, ist diese Merkblattaussage von erheblichem Stellenwert. Das Merkblatt will gleichsam verhindern, dass die Frage, ob die Varianten 2a und 2b den anerkannten Regeln der Technik entsprechen, überhaupt einer Antwort bedarf. Das ist nämlich nicht der Fall, wenn das Konzept vertraglich zu vereinbaren ist, was Beschaffenheiten begrün-

det. Das mögen vielleicht sogar „Beschaffenheiten nach unten“2 sein, was jedoch bei entsprechender, vom Merkblatt geforderter Aufklärung und seitens des Auftraggebers auch vertraglich übernommener Wartung und Instandhaltung wegen damit verbundener Sicherung der Funktionstauglichkeit bedeutungslos ist. Dann ist nämlich die dauerhafte Funktionstauglichkeit durch Wartung und Instandhaltung zu sichern, worauf sich der aufgeklärte und beratene Auftraggeber eingelassen hat. Damit ist völlig eindeutig, dass das Merkblatt eine schlüssige Aussage darüber vermeidet, welchem Technikstandard die Varianten 2a und 2b entsprechen. Dies könnte anders nur dann gesehen werden, wenn in die Merkblattaussage, das Konzept nach den Varianten 2a und 2b sei vertraglich zu vereinbaren, hinein interpretiert wird, damit sei eine Qualifizierung dieser Varianten als zur gewöhnlichen Verwendung geeignet ausgeschlossen. Es dürfte jedoch zu weit gehen, in der Feststellung des Merkblatts auf Seite 31, vorletzter Absatz, wegen des Vereinbarungsvorbehalts eine „Disqualifizierung“ der Varianten 2a und 2b zu sehen. Die Antwort auf die in dem Beitrag des Unterzeichners gestellte Frage ist losgelöst vom Merkblatt aufzufinden und hat sich damit zu befassen, was es mit Kompensationsmodellen auf sich hat, bei denen in der Erstellungsphase bewusst auf technisch Aufwendigeres verzichtet und das notwendig entstehende Defizit durch Intensivierung menschlichen Verhaltens, z. B. durch Wartung und Instandhaltung oder durch Monitoring, in der Nutzungsphase ausgeglichen wird. Dieses menschliche Verhalten kann wie beim Monitoring durch entsprechende Messtechniken begleitet werden, womit es technisch basierte Kompensationsmodelle neben solchen gibt, die allein durch menschliches Verhalten geleitet werden. Selbst wenn es für dieses menschliche Verhalten bestimmte Regeln gibt, wie sie das Merkblatt für die Varianten 2a und 2b formuliert, stellt sich die Frage, ob die Umsetzung dieses Regelwerks nach menschlicher Erfahrung in dem Maße geschieht, dass diese Art der Kompensation als in der Praxis bewährt bezeichnet werden kann. 2

Vgl. BGH Urteil vom 29.09.2011 – VII ZR 87/11, Rn. 13, BauR 2012, 115, 117; OLG Saarbrücken NZBau 2001, 329.

Entgegen den Ausführungen in der Zuschrift wird mit den Varianten 2a und 2b im Vergleich zu den Varianten 1a und 1b sowie 3 eine Risikoerhöhung verbunden sein, weil anderenfalls ein Kompensationsbedarf nicht bejaht werden müsste. Entscheidend wird sein, ob die Anforderungen des erweiterten Wartungs- und Instandhaltungsbedarfs nicht nur theoretisch als geeignet erscheinen, einen mit den Varianten 1a, 1b und 3 gleichwertigen Risikoausgleich zu bewirken. Da anerkannte Regeln der Technik nur solche Verfahrensweisen sind, die sich auch in der Praxis bewährt haben, muss das Modell der erweiterten Wartung und Instandhaltung nach Praxiserfahrungen für geeignet gehalten werden, die im Vergleich zu den Varianten 1a, 1b und 3 wohl unzweifelhaft bestehenden Schwächen der Varianten 2a und 2b gleichwertig auszugleichen. Hieran hat der Unterzeichner seine Zweifel, was nichts damit zu tun hat, dass nach den Ingenieurwissenschaften der Ausgleich gelingen kann, woran der Unterzeichner nicht zweifelt. Der Unterzeichner schließt sich im Gegenteil der Auffassung des DAfStb an, dass die unterschiedlichen Varianten nach heutigem Kenntnisstand zu technisch gleichwertigen Lösungen führen. Damit – nämlich auf den Kenntnisstand und folglich auf theoretische Ansätze abstellend – beruht diese Gleichwertigkeitsaussage jedoch auf einer lehrbuchhaften Überzeugungsbildung und bedingt, dass die Anforderungen der erweiterten Wartung und Instandhaltung auch tatsächlich erfüllt werden. Denn nur dann gelingt Kompensation. Technische Defizite eines Systems werden bei den Varianten 2a und 2b nicht durch ergänzende technische Systeme innerhalb der Technik ausgeglichen, sondern sollen durch anspruchsvolles menschliches Verhalten kompensiert werden. Das ist aus der rechtlichen Sicht das Problem, wobei die Frage zu stellen ist, ob in der Praxis der Wille und die Ernsthaftigkeit für derartiges Verhalten vorhanden sind. Dann sind nämlich Wartung und Instandhaltung tatsächlich in der besonderen Form der erweiterten Wartung zu betreiben. Wenn in der Ingenieurpraxis der Notwendigkeit der Inspektion, Wartung und Instandhaltung durch entsprechende Regeln Rechnung getragen wird, besteht die

Beton- und Stahlbetonbau 108 (2013), Heft 1

BETON- UND STAHLBETONBAU aktuell Problematik dieser Wartungsregeln hinsichtlich der Varianten 2a und 2b darin, dass die Varianten 2a und 2b von vornherein im Vergleich zu den Varianten 1a, 1b und 3 „Schwächen“ zeigen, die ausgeglichen werden sollen. Dienen Inspektions-, Wartungs- und Instandhaltungsregeln gewöhnlich der Kontrolle des „Standes des Abnutzungsvorrats“, könnte es, um im Bild zu bleiben, bei den Varianten 2a und 2b so sein, dass gleichsam ein „fehlender Vorrat“ durch erweiterte Wartung und Instandhaltung ausgeglichen werden muss. Insgesamt gilt jedoch klar: Wer das Merkblatt in all seinen Aussagen und Hinweisen beachtet, handelt als Planer und als ausführender Unternehmer klug. Dann erschöpfen sich nämlich die Verträge über die Erstellung eines Parkhau-

NACHRICHTEN

ICARO Award an Holger Svensson verliehen

ses oder einer Tiefgarage nicht in der Objektbenennung, sondern der Vertrag sagt konkret aus, auf welche Weise, also in welcher Variante das Objekt geplant und ausgeführt wird und welche Konsequenzen sich hieraus für die Wartung und Instandhaltung ergeben. Nur dann, wenn es daran fehlt, stellt sich die Frage, ob die Planung und Ausführung der Varianten 2a und 2b den anerkannten Regeln der Technik entspricht. In einem solchen Fall haben Auftraggeber, Planer und Unternehmer jedoch das Merkblatt sträflich missachtet. Darüber, ob Planer und Unternehmer in einem solchen Fall die anerkannten Regeln der Technik beachtet haben, herrscht in einem vor Gericht anhängigen Streit so lange Ungewissheit, bis ein rechtskräftiges Urteil darüber befindet und damit Fremdbestimmung erfolgt.

Dem Merkblatt lässt sich hinsichtlich der technischen Einordnung dieser Varianten in die verschiedenen Technikstandards ausdrücklich nichts entnehmen. Darüber ist im Streit letztlich sachverständig beraten durch ein Urteil zu entscheiden. Professor Dr. jur. GERD MOTZKE gerd.motzke@t-online.de

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European Concrete Award 2012 geht an Italien und die Niederlande Das European Concrete Societies Network (ECSN), bestehend aus den nationalen Vereinigungen zwölf europäischer Länder, darunter der Deutsche Betonund Bautechnik-Verein E.V. (DBV), verlieh am 25. Oktober 2012 in Oslo für außerordentliche Leistungen auf dem Gebiet der Beton- und Bautechnik den European Concrete Award 2012. Diesmal ging er an Italien und die Niederlande.

Holger Svensson

Das Merkblatt aber fordert die Vertragsparteien immer wieder zur Selbstbestimmung auf. Deshalb ist das Merkblatt keine Falle. Wer das Merkblatt beachtet, „steht nicht im Regen“; dem, der es nicht beachtet, droht Ungemach, weil das Merkmal für die Varianten 2a und 2b einen Vereinbarungsbedarf bejaht (S. 31, 2. Absatz) und damit gerade zum Ausdruck bringt, dass die Vertragsparteien über die Realisierung dieser Varianten einig sein müssen.

Eine international besetzte Jury bewertete die 18 Nominierungen aus Finnland, Irland, Italien, Österreich, den Nieder-

landen, Norwegen, Schweden und Tschechien nach den Kriterien Design, Konstruktion und Form, Nachhaltigkeit, Innovation und harmonisches Einbinden in die Umgebung. Vertreter von Bauherren, Planern und ausführenden Firmen der eingereichten Projekte reisten nach Oslo, um den European Concrete Award 2012 entgegenzunehmen. In der Kategorie „Building“ ging der Preis an das „Regional Emergency Management Centre Foligno“ in Italien (Bild 1). MICHAEL PAUSER, Geschäftsführer der Österreichischen Bautechnik

(Bildrechte: Österreichische Bautechnik Vereinigung)

Am 29. November 2012 wurde der ICARO Award 2012 der Universität von La Coruña in Spanien an Prof. Dipl.-Ing. HOLGER SVENSSON verliehen. Zur Begründung heißt es in der Verleihungsurkunde: „als Forscher und Ingenieur international anerkannt für hervorragende akademische Leistungen, der wichtige Fortschritte auf dem Gebiet des konstruktiven Ingenieurbaus erzielt hat“. Der Preis wurde 2006 gestiftet und wird jedes Jahr verliehen. Die letzten beiden Preisträger waren MICHEL VIRLOGEUX und JIRÍ STRÁSKÝ.

Bild 1

Beton- und Stahlbetonbau 108 (2013), Heft 1

Regional Emergency Management Centre Foligno

BETON- UND STAHLBETONBAU aktuell

(Bildrechte: Österreichische Bautechnik Vereinigung)

konstruktion mit den acht beweglichen Auflagerungspunkten ist die optimale Lösung für die Anforderung, eine absolut erdbebensichere Notfallaufnahme zu schaffen.

Bild 2

Gooise Bridge

Vereinigung, gratulierte in seiner Funktion als Vorsitzender des ECSN dem Konstrukteur und Architekt des Sieger-

projektes, Prof. ALBERTO PARDUCCI, zu einem Hochbau, der Schönheit mit Funktionalität verbindet. Die Schalen-

In der Kategorie „Civil Engineering“ gewann die „Gooise Bridge“ aus den Niederlanden, die von der Gemeinde Utrecht geplant und von Romein Beton BV ausgeführt wurde (Bild 2). Bei der Preisverleihung betonte PAUSER, dass ein Siegerprojekt nicht immer eine Brücke mit großer Spannweite sein muss, sondern auch eine Fußgängerbrücke mit innovativen Materialien – vorgespannter Hochleistungsbeton und rostfreier Stahl als Garant für Dauerhaftigkeit – sein kann. Für den Concrete Award 2014 werden die Karten neu gemischt.

NACHRICHTEN

4.500 Nachwuchsingenieure planen und bauen über 1.500 Brücken Wie richtige Ingenieure Fußgängerbrücken entwerfen und konstruieren, das ist Aufgabe des kreativ-technischen Schülerwettbewerbs „BRÜCKENschlag“. Ende November war Anmeldeschluss: Über zwei Drittel aller teilnehmenden Schülerinnen und Schüler des in fünf Bundesländern ausgelobten Wettbewerbs kommen aus Baden-Württemberg. Landesweit beteiligen sich über 4.500 Schülerinnen und Schüler aus 193 Schulen mit über 1.500 geplanten Modellen an dem Wettbewerb – überwiegend aus den Klassenstufen acht, neun und zehn. Noch bis 25. Januar 2013 bleibt den Jugendlichen nun Zeit, ihre selbst geplanten, innovativen Miniaturbauwerke bei der Jury der Ingenieurkammer einzureichen. Die Fußgängerbrücken müssen voll funktionsfähig sein, ein möglichst geringes Eigengewicht aufweisen und einem Belastungstest standhalten. Nur einfachste Baumaterialien, wie Papier, Holz- und Kunststoffstäbchen sowie Schnur, Kleber oder Stecknadeln dürfen dabei Verwendung finden. „Wir freuen uns, dass auch unser achter Wettbewerb ein überwältigendes Interesse weckt und wir einer Rekordbeteiligung entgegenstreben“, sagt Professor Dr.-Ing. STEPHAN ENGELSMANN, Vizepräsident der Ingenieurkammer Baden-Württemberg. „Dies zeigt uns, dass wir mit unserem Bestreben, den ingenieurwissen-

schaftlichen Nachwuchs bereits an allgemeinbildenden Schulen zu fördern, den Nerv von jungen Menschen treffen.“ Warum Fußgängerbrücken? Brücken überspannen Täler, verbinden Ufer, überqueren Hindernisse und üben Faszination und Staunen auf uns Menschen aus. Begabte Ingenieurinnen und Ingenieure gestalten und konstruieren weltweit riesige Eisenbahn- und Autobahnbrücken sowie Stege für Radfahrer und Fußgänger und schaffen damit Verknüpfungen zwischen Städten, Ländern und Menschen. Das moderne Leben wäre ohne Brücken nicht vorstellbar, denn durch diese Werke der Ingenieurbaukunst werden schneller Transport und effiziente Zusammenarbeit sowie Gemeinschaft erst ermöglicht. Brücken zu planen und zu konstruieren ist die Königsdisziplin der Ingenieurbaukunst. Die hohe Beteiligung am diesjährigen Wettbewerb lässt sich darauf zurückführen, dass das Thema Brücken Bestandteil des Lehrplans an baden-württembergischen Schulen ist. Jurysitzung und Große Landespreisverleihung Anfang Februar 2013 trifft sich eine namhafte Jury, bestehend aus Professoren, Beratenden Ingenieuren, Prüfingenieuren und einem Vertreter des Kultus-

ministeriums Baden-Württemberg in Stuttgart, um die Siegermodelle heraus zu finden. Dabei wird eine Reihe von zuvor festgelegten Auswahlkriterien zur Beurteilung herangezogen. Rühmender Abschluss des Landeswettbewerbs ist eine große Preisverleihung mit Rahmenprogramm am 27. Februar 2013, 13.30 Uhr in der Stuttgarter Carl-Benz-Arena. Zur Preisverleihung, bei der die Schülerinnen und Schüler Ihre Platzierungen in zwei Alterskategorien erfahren, werden auch diesmal über 1.000 Personen erwartet. Die Jugendlichen reisen in Begleitung ihrer Lehrer und Eltern dafür eigens aus allen Landesteilen Baden-Württembergs in die Landeshauptstadt. Warum ein technischer Schülerwettbewerb? Die Ingenieurkammern der Länder Baden-Württemberg, Hessen, RheinlandPfalz, Saarland und Sachsen-Anhalt wollen technische Kreativität an Schulen fördern, auf die Attraktivität des Ingenieurberufs hinweisen und dem aktuellen Fachkräftemangel früh entgegenwirken. Jedes Jahr gibt es eine neue Aufgabe. Die bisherigen Themen waren: „Brücken verbinden“ (2005–07), „Gut durchDACHt“ (Stadiondächer, 2008/ 09), „TurmHochDrei“ (Wassertürme, 2009/10) sowie „ IDEENsprINGen“ (Sprungschanzen, 2010/11) und „ENERGIEgeladen“ (Wasserräder, 2011/12).

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BETON- UND STAHLBETONBAU aktuell

NACHRICHTEN

DBV-Heft 19 aktualisiert und erweitert In den Fachpublikationen des Deutschen Beton- und Bautechnik-Vereins E.V. (DBV) wird das Expertenwissen aus Bauausführung und Planung, Baustoffherstellung, Wissenschaft, Normung sowie Verwaltung praxisnah und aktuell aufbereitet. Hierbei widmet sich das Heft 19 dem Thema „Schutz und Instandsetzung von Betonbauteilen – Aktuelle Regelwerke und Hinweise zum Stand der Technik“. Nun hat der DBV das Heft, welches im Jahr 2010 erstmalig erschienen ist, aktualisiert und erweitert. Für den Schutz und die Instandsetzung von Betonbauteilen liegen derzeit in Deutschland verschiedene Regelwerke vor. Dies sind die „DAfStb-Richtlinie für Schutz und Instandsetzung von Betonbauteilen“, die ZTV-ING, die ZTV-W, die Normenreihe DIN EN 1504 und deutsche Restnormen. Das DBV-Heft 19 bringt Ordnung in die Vielfalt der Be-

griffe und benennt die Unterschiede zwischen den Regelwerken. Darüber hinaus werden Schutz und Instandsetzungsaufgaben, deren Planung, Ausführung und Überwachung erläutert. Diese Darstellung wird ergänzt durch die rechtliche Betrachtung von Problemfällen, Risiken und Haftungsfragen, u. a. bei Instandsetzungsmaßnahmen. DBV-Heft 19 „Schutz und Instandsetzung von Betonbauteilen – Aktuelle Regelwerke und Hinweise zum Stand der Technik“, Aktualisierte Ausgabe, November 2012, 156 Seiten, 100 Abbildungen, 23 Tabellen, Preis: 45 € für DBV-Mitglieder, 90 € für Nichtmitglieder, jeweils zzgl. Versandkosten Deutscher Beton- und BautechnikVerein E.V., Frau PETRA ROHDE, Telefon: 030/236096-44, E-Mail: rohde@betonverein.de www.betonverein.de → Schriften

NACHRICHTEN

An den Eurocode angepasst: Die FDB veröffentlicht ihr überarbeitetes Merkblatt Nr. 7 „über Brandschutzanforderungen von Betonfertigteilen 11/2012“ Im Rahmen ihrer technischen Facharbeit für den konstruktiven Betonfertigteilbau gibt die FDB ihr aktualisiertes Merkblatt Nr. 7 über Brandschutzanforderungen von Betonfertigteilen heraus. Das Merkblatt Nr. 7 wurde aktuell an die europäischen Bemessungsnormen, insbesondere die Eurocodes, angepasst, die ab 2012 verbindlich angewendet werden. Da die brandschutztechnischen Regelungen für Betonbauteile nicht vollständig durch den Teil 1-2 von Eurocode 2 abgedeckt werden, wird DIN 4102-4 als Restnorm in 2013 veröffentlicht. Wesentliche Teile dieser Restnorm wurden bereits im Merkblatt berücksichtigt. Das Merkblatt enthält brandschutztechnische Angaben für Betonfertigteile wie z. B. Mindestquerschnittsabmessungen sowie konstruktive Details für häufige Anschlüsse im Betonfertigteilbau wie z. B. die Ausbildung der Fugen zwischen Brandwänden. Alle Merkblätter können kostenlos im Bereich „Literatur/Downloadcenter“ von www.fdb-fertigteilbau.de heruntergeladen werden.

Beton- und Stahlbetonbau 108 (2013), Heft 1

Die Merkblattsammlung der FDB umfasst folgende Titel: Merkblatt Nr. 1 „über Sichtbetonflächen von Fertigteilen aus Beton und Stahlbeton“ (06/2005),

überarbeitete Fassung erscheint in Kürze Merkblatt Nr. 2 „Korrosionsschutz von Verbindungsmitteln für Betonfertigteile“ (06/2011) Merkblatt Nr. 3 „zur Planung vorgefertigter Betonfassaden“ (03/2010) Merkblatt Nr. 4 „über die Befestigung vorgefertigter Betonfassaden“ (11/2011) Merkblatt Nr. 5 „Checkliste für das Zeichnen von Betonfertigteilen“ (09/2010) Merkblatt Nr. 6 „Passungsberechnungen und Toleranzen von Einbauteilen und Verbindungsmitteln“ (06/2006) Merkblatt Nr. 7 „über Brandschutzanforderungen von Betonfertigteilen“ (11/2012) Merkblatt Nr. 8 „über Betonfertigteile aus Architekturbeton“ (01/2009) Merkblatt Nr. 9 „zur Ladungssicherung von konstruktiven Betonfertigteilen“ (09/2010)

BETON- UND STAHLBETONBAU aktuell

NACHRICHTEN

Kostenfreie Musteringenieurverträge Bayerische Ingenieurekammer-Bau stellt Vertragsvorlagen zur Verfügung Umsichtig formulierte Verträge sind das A und O bei Bauvorhaben, denn wo viele Personen beteiligt sind, steigt auch das Risiko, dass es zu Differenzen kommt. Je klarer und eindeutiger ein Vertrag im Vorfeld Verantwortlichkeiten regelt, desto weniger Konfliktpotential gibt es. Die Bayerische Ingenieurekammer-Bau hat daher Musterhonorarverträge erstellt, die speziell auf die Anforderungen und Leistungen von Ingenieurinnen und Ingenieuren im Bauwesen zugeschnitten sind. Diese Vertragsvorlagen stehen ab sofort kostenfrei auf der Website der Kammer zum Download bereit: http://www.bayika.de/de/aktuelles/kurz nachrichten/bayika-intern/2012-1114.php?navanchor=2110037

„Im Unterschied zu vielen anderen Vertragsmustern auf dem Markt sind unsere deutlich flexibler. Sie bestehen aus einem Allgemeinen Teil und verschiedenen Modulen, die je nach Themengebiet ergänzt werden. Durch dieses Baukastenprinzip und dadurch, dass wir die Vertragsvorlagen nicht mit Elementen aufblähen, die das BGB bereits regelt, können wir ein schlankes Vertragswerk anbieten“, erklärt Dr.-Ing. HEINRICH SCHROETER, Präsident der Bayerischen Ingenieurekammer-Bau. „Zudem unterscheidet uns, dass unser Vertragsmuster kostenfrei erhältlich ist – wahlweise als pdf, das man auch gleich ausfüllen kann, oder in gedruckter Fassung. Und nicht zuletzt haben wir entsprechend unserem Selbstverständnis als Kammer ganz besonders da-

rauf geachtet, dass das Vertragsmuster neutral und ausgewogen ist und somit von Auftraggebern wie Auftragnehmern gleichermaßen verwendet werden kann“ fügt SCHROETER hinzu. Derzeit sind die Module zu den Leistungsbildern „Ingenieurbauwerke“, „Verkehrsanlagen“, „Tragwerksplanung“ und „Technische Ausrüstung“ erhältlich. Weitere für die Berufspraxis wichtige Module wie solche zur Bauphysik oder Vermessung befinden sich in Vorbereitung. „Wir wünschen uns, dass die Vertragsmuster schnell Verbreitung finden und möchten ausdrücklich alle Nutzer ermuntern, uns ihre Erfahrungen mit dem Mustervertrag mitzuteilen“, sagt Kammerpräsident Dr. SCHROETER.

BÜCHER

Spannbeton: Grundlagen und Anwendungsbeispiele ANDREJ ALBERT, HEIKO DENK, PEER LUBASCH, ANDREAS NITSCH: Werner Verlag 2013, 2. Auflage Die 2. Auflage des Buches wurde mit der Umstellung der Nationalen auf Europäische Normen im Betonbau erforderlich. Es werden die Grundlagen der Vorspannung (1. Abschnitt), Schnittgrößenermittlung für vorgespannte Tragwerke (2. Abschnitt), Bemessung von vorgespannten Bauteilen nach EC2-1-1 (3. Abschnitt) sowie Besonderheiten für den Brückenbau (4. Abschnitt) umfassend erläutert und durch zahlreiche Beispiele verdeutlicht bzw. illustriert. Von allgemeinen Begriffsdefinitionen und Festlegungen der neuen Regelwerke für die Tragwerksplanung ausgehend, werden sämtliche Anforderungen an die Bemessung und Ausführung von Spannbetonbauwerken des Hoch- und Ingenieurbaus in einer Form dargestellt, dass alles Wesentliche für den Leser klar und ausgesprochen verständlich nachvollziehbar ist. Vor der Behandlung der eigentlichen Bemessung fassen die Autoren die hierfür erforderlichen Grundlagen zusammen,

wozu u. a. auch die heute aktuellen Aspekte der Vorspanntechnologie gehören. Zur Bestimmung der Querschnittswerte werden sehr anschauliche Anwendungsbeispiele für Rechteckquerschnitte mit ein- bzw. zweisträngiger Vorspannung vorgestellt. Dasselbe gilt hinsichtlich der Erfassung der Spannungsbeziehungen im ungerissenen Zustand I anhand von Rechenbeispielen für Dachbinder mit TQuerschnitt und Rechteckquerschnitte. In dem darauffolgenden 2. Abschnitt werden alle gängigen Methoden der Berechnung der Schnittgrößen infolge von Vorspannung erörtert (Anwendungsbeispiele: Einhüftiger Rahmen, Zweifeldträger, statisch unbestimmter Rahmen, Dachbinder, zentrisch vorgespanntes Bauteil). Hierzu gehören erfreulicherweise Aspekte der Wahl des Vorspanngrades (Anwendungsbeispiel: Dachbinder) einschließlich Umlagerungen von Betonspannungen und Schnittgrößen (Anwendungsbeispiele: Fertigteilbrücken). Die Autoren gehen im 3. Abschnitt auf sämtliche erforderliche Nachweise in den Grenzzuständen der Tragfähigkeit und Gebrauchstauglichkeit umfassend

ein. Die vorgeschriebenen Nachweise bezüglich der Baulichen Durchbildung werden ebenso erläutert. Anwendungsbeispiele sind: Dachbinder (auch mit mittlerem und geringem Vorspanngrad, Rahmentragwerke. Dasselbe gilt für den 4. Abschnitt, in dem die Besonderheiten für den Brückenbau in einem ausführlichen Rechenbeispiel zur Bemessung und Konstruktion einer zweistegigen Plattenbalkenbrücke verdeutlicht werden. Außer den normativen Nachweisen wird auch auf solche nach modernen wissenschaftlichen Methoden eingegangen. Das Buch wird seinen von den Autoren gestellten Anforderungen vollumfänglich gerecht. Durch die klare Gliederung, gut verständliche Darstellungen und Bilder sowie praxisgerechte Anwendungsbeispiele eignet es sich nicht nur Studierende sondern auch für in der Berufspraxis stehende Planer von Spannbetonbauwerken. Es ist den Autoren gelungen, sprachliche und notwendige Details sehr gut aufeinander abzustimmen. Kurz: Ein sehr empfehlenswertes Buch. WILHELM BUSCHMEYER, Essen

Beton- und Stahlbetonbau 108 (2013), Heft 1

VERANSTALTUNGSKALENDER

Kongresse – Symposien – Seminare – Messen Ort und Termin

Veranstaltung

Auskunft und Anmeldung

Hannover, 05. Februar Beton-Seminare 2013 Wismar, 14. Februar Weiterentwicklung des Regelwerks im Betonbau, Überblick – Oldenburg, 20. Februar Anwendungserfahrungen mit den Expositionsklassen – Hamburg, 21. Februar Bewehren des Betons – Verarbeiten des Betons auf der BauVerden, 07. März stelle – Erfahrungen bei der Ausführung von Sichtbeton – Rendsburg, 13. März Ausgewählte Schadensbilder im Betonbau und ihre Vermeidung Osnabrück, 14. März Apolda, 13. Februar Dresden, 26. Februar Berlin, 27. Februar Leipzig, 28. Februar Neubrandenburg, 06. März Potsdam, 12. März Magdeburg, 19. März Berlin, 26. März

BetonMarketing Nord GmbH und BetonMarketing Ost Gesellschaft für Bauberatung und Marktförderung mbH anmeldung@betonmarketing.de www.beton.org

Neu-Ulm 5. bis 7. Februar

57. BetonTage Werte schaffen

FBF Betondienst GmbH Tel.: 0711/32732-326 www.betontage.de

Berlin

Praktiken und Potentiale von Bautechnikgeschichte – „Räder müssen rollen für den Sieg“. Albert Ganzenmüller, des Teufels Staatssekretär im Reichsverkehrsministerium, 31. Januar – Entwicklungslinien des Spannbetonbrückenbau 1935 bis 1970, 14. Februar – Entwicklung der fédération internationale du béton (fib) von 1952 bis heute, 14. März

Arbeitskreis Technikgeschichte im VDI-Bezirksverein Berlin-Brandenburg e.V. Dr.-Ing. KARL-EUGEN KURRER karl-eugen.kurrer@wiley.com

Altdorf bei Nürnberg 7. Februar

Nachträgliche Bauwerksabdichtung Von den Grundlagen bis zur Anwendung

TAW Technische Akademie Wuppertal Tel.: 09187/931 0 taw-altdorf@taw.de

Lauterbach 13. Februar

Parkhäuser und Tiefgaragen Planen, Bauen, Unterhalten nach neuem DBV-Merkblatt

Bauakademie Hessen-Thüringen e.V. Tel.: 069/95809-181 www.bauhut.de

Berlin, 14. Februar DBV Regionaltagungen Bauausführung München-Ottobrunn, 19. Februar Hamburg, 19. Februar Bochum, 21. Februar Nürnberg, 28. Februar Frankfurt am Main, 5. März

Deutscher Beton- und Bautechnik-Verein E.V. Tel.: 030/236096-55 charton@betonverein.de www.betonverein.de

Lauterbach 14. bis 15. Februar

Grundlagen der Betontechnologie Vorbereitungslehrgang für SIVV-Lehrgang

Bauakademie Hessen-Thüringen e.V. Tel.: 069/95809-181 www.bauhut.de

Augsburg 14. bis 15. Februar Essen 21. bis 22. Februar Lüneburg 28. Februar bis 01. März

TPH öffnet Türen Injektionsplanung am Finnetunnel – Injektion im Wasserbau (Jadeweserport) – Sanierungsmaßnahmen im Emstunnel – Injektionsstoffe und Pumpen

TPH Bausysteme Tel.: 040/5290 66 78-0 info@tph-bausysteme.com

Beton- und Stahlbetonbau 108 (2013), Heft 1

VERANSTALTUNGSKALENDER

Ort und Termin

Veranstaltung

Auskunft und Anmeldung

Darmstadt

Weiterbildung für Tragwerksplaner Aus der Praxis für die Praxis Ganzjährige Seminarreihe mit 6 Veranstaltungstagen Eine übertragbare Kurskarte, die für die 6 Veranstaltungen der Seminarreihe gültig ist, berechtigt zu einer flexiblen Teilnahme von bis zu 3 Mitarbeitern

TU Darmstadt Fachgebiet Massivbau Dipl.-Wirtsch.-Ing. CHRISTIAN SIEGEL Tel.: +49 6151 16-75458 siegel@massivbau.tu-darmstadt.de

Braunschweig 18. bis 19. Februar

Hochschulkurs: Vom Schüttgut zum Silo Fließverhalten von Schüttgütern – Ermittlung der Fließeigenschaften – Probleme beim Lagern von Schüttgütern – Siloauslegung – Spannungen in Silos – Entmischung – Austraggeräte und Austraghilfen – Dosieren – Gestaltungsmöglichkeiten – Neue Silonorm DIN 1055-6:2005-03 und EuroCode 1 Teil 4 (DIN EN 1991-4) – Fallbeispiele

Forschungs-Gesellschaft Verfahrens-Technik e.V. (GVT) ANNA MARIA HIPP Tel.: 069/7564-118 gvt-hochschulkurse@gvt.org www.gvt.org

Lauterbach 18. Februar bis 1. März.

SIVV-Lehrgang (Schützen, Instandsetzen, Verbinden, Verstärken)

Bauakademie Hessen-Thüringen e.V. Tel.: 069/95809-181 www.bauhut.de

Bochum 20. bis 21. Februar

Beläge, Abdichtungen und Korrosionsschutz von Brückenbauwerken und Parkhäusern

Technische Akademie Wuppertal Tel.: 0234/890353-403 ols@taw.de www.taw.de

Nürnberg 20. bis 21. Februar

FeuerTRUTZ Brandschutzkongress Neue Regeln, neue Trends, neue Konzepte – Lösungen für den Brandschutz 2013

Feuertrutz GmbH Tel.: 0221/5497-146 kongress@feuertrutz.de www.feuertrutz.de

Lauterbach 21. bis 22. Februar

SIVV-Weiterbildung

Bauakademie Hessen-Thüringen e.V. www.bauhut.de

Bozen/Südtirol 21. bis 23. Februar

VIATEC 2013 Internationale Fachmesse für Straßenbau und Infrastrukturbewirtschaftung. Schwerpunkt: Tunnelbau sowie Lebenserwartung und Instandhaltung von Infrastruktur

www.fierabolzano.it/viatec/de

Darmstadt 21., 22., 28. Februar und 1. März

Darmstädter Betonfertigteiltage 2013 Entwurf/Fertigung/Gestaltung – Vordimensionierung und Vorspannung – Berechnung und Betoneigenschaften – Verbindungen mit Konstruktion und Bemessung

BetonMarketing West PETER SCHERMULY Tel.: 0151/12671912 www.beton.org

Bökendonk 22. Februar bis 16. März

Zertifizierter sachkundiger Planer für Betoninstandsetzung 72 Std. in 3 Modulen à 2 Tagen + 1 Modul à 3 Tage

BZB Akademie Tel.: 02151/5155-30 akademie@bzb.de www.bzb.de

Berlin 26. Februar bis 2. März

9. BÜV-Zertifizierlehrgang zum Sachkundigen Planer im Bereich Schutz und Instandsetzung von Betonbauwerken

Bau-Überwachungsverein BÜV e.V. Tel.: (030) 31 98 914-20 info@buev-ev.de

Dortmund 27. bis 28. Februar

Planung und Ausführung hochwertig genutzter „Weißer Wannen“ Anforderungen – Baukonstruktion – Bemessung – Abdichtung – Bauphysik – TGA – Instandsetzung – Schadensfälle – Haftungsfragen – Qualitätssicherung – Anwendungsbeispiele

Technische Akademie Wuppertal Tel.: 0234/890353-403 ols@taw.de www.taw.de

Beton- und Stahlbetonbau 108 (2013), Heft 1

VERANSTALTUNGSKALENDER

Ort und Termin

Veranstaltung

Auskunft und Anmeldung

Essen 6. bis 7. März

6. HDT Tagung: Türme und Gründungen bei Windenergieanlagen Konstruktionen, Baugrunduntersuchungen und Fundamentberechnungen – Schalenstabilität, Ermüdungsnachweise und konstruktive Details der Verbindungen – Aktualisierung der DIBt-Richtlinie WEA – Praxis – Trag- und Ermüdungsverhalten von Grouted Joints

Haus der Technik Tel. 0201/1803-329 s.gebauer@hdt-essen.de www.hdt-essen.de/W-H010-02-301-3

Regensburg 6. bis 7. März

22. Kolloquium „Rheologische Messungen an Baustoffen“ Verarbeitbarkeit von Beton und Mörteln – zielgerichteter Entwurf moderner Spezial- und Hochleistungsmörtel und Betone

Hochschule Regensburg Fakultät Bauingenieurwesen wolfgang.kusterle@bau.fhregensburg.de www.schleibinger.com

Altdorf b. Nürnberg 7. März

Sanierung von Flachdächern und Bauwerksabdichtungen

Technische Akademie Wuppertal www.taw.de

Dresden 11. bis 12. März

23. Dresdner Brückenbausymposium Planung, Bauausführung, Instandsetzung und Ertüchtigung von Brücken

TU Dresden Institut für Massivbau www.dresden.de/biw/dbbs

Darmstadt 12. März

2. Darmstädter Ingenieurkongress – Bau und Umwelt, Session „Klima- und ressourcenschonendes Bauen mit Beton“ Neuartige Zemente – Innovative Betontechnologie – Betondauerhaftigkeit bei Verwendung industrieller Nebenprodukte – Betone aus rezyklierten und nachwachsenden Rohstoffen – Nachhaltigkeitsbewertung von Betonbauwerken

TU Darmstadt, Fachgebiet Massivbau Tel.: 06151/16-2144 siegel@massivbau.tu-darmstadt.de www.bauingenieurkongress.de

Berlin 12. März

Messen im Bauwesen Tagungsthema: „Ingenieuraufgaben und messtechnische Lösungen“: bauingenieurmäßige Formulierung der Messaufgabe – Auswahl der messtechnischen Konzepte und Verfahren – Probleme und Fallbeispiele aus der Onshore und Offshore Windenergiebranche, der Geotechnik und des Brückenbaus

BILDUNGSWERK VDV schiefelbein@bw-vdv.de http://anmeldung.bw-vdv.de

Bochum 12. März

7. Symposium Fugenabdichtung im Ingenieurbau Regelwerke – Bemessung und Beschränkung der Risse bei Bauwerken aus WU Beton – Abdichten mit Fugendichtstoffen – Fugenbänder im Verkehrswasserbau – Fugenausbildung und -abdichtung bei WU Beton – Fugenbänder in Abdichtungen von Straßentunneln – Baupraktische Hinweise zur Ausbildung von Fugen in Tunneln

Technische Akademie Wuppertal Tel.: 0234/890353-403 ols@taw.de www.taw.de

Stuttgart 19. bis 20. März

Beton-Insta 2013 Erfahrungsaustausch aller an Planung, Ausführung und Überwachung Beteiligten

Landesgütegemeinschaft Instandsetzung von Betonwerken www.betonerhaltung.com/bwub

Münster 11. April

Münsteraner Tunnelbau-Kolloquium Spritzbetontechnologie – Betone für Tunnelinnenschalen – PP-Fasern – Sanierung – aktuelle Planungen und laufende Baustellenprojekte – Brandschutz, Vereisung, Instandsetzung

Fachhochschule Münster Tel.: 0251/83 65 153 tunnel@fh-muenster.de www.fh-muenster.de/tunnel

Hamburg 11. bis 12. April

DEUTSCHER BAUTECHNIK-TAG 2013: Infrastruktur stärken – Zukunft sichern Deutlich erweitertes Fachprogramm in drei parallelen Sitzungen – fünf Exkursionen zu aktuellen Baumaßnahmen Hamburgs – Kolloquium für Jungingenieure

Deutscher Beton- und Bautechnik-Verein E.V. (DBV) Tel.: 030/236096-30 k.mrochen@bautechniktag.de www.bautechniktag.de

Bochum 24. bis 25. April

Behälter und Becken aus Spann- und Stahlbeton Konstruktion – Bemessung – Abdichtung – Ausführung – Instandsetzung – Qualitätssicherung – Anwendungsbeispiele

Technische Akademie Wuppertal Tel.: 0234|890353-403 ols@taw.de

Beton- und Stahlbetonbau 108 (2013), Heft 1

Arbeiten_in_SuedKorea_Arbeiten_in 17.12.12 11:09 Seite 1

Arbeiten in … Süd-Korea „In allen Fällen sehr respektvoller Umgang miteinander“ Fünf Fragen an Dr.-Ing. Daniel Pfanner, Partner bei Bollinger + Grohmann in Frankfurt, Leiter internationale Projekte und Leiter der Fassadenplanung

Dr.-Ing. Daniel Pfanner, Partner bei Bollinger + Grohmann in Frankfurt, Leiter internationale Projekte und Leiter der Fassadenplanung

Alte Innenstadt Seoul (Foto: Bollinger + Grohmann)

1. Können Sie unseren Lesern verraten, wie Sie in die südkoreanischen Projekte reingekommen sind? Von Projekt zu Projekt waren die Gegebenheiten naturgemäß verschieden. An unser erstes Großprojekt in Busan sind wir über einen internationalen Architektur-Wettbewerb gekommen, in welchem wir als Fachplaner für Tragwerksplanung die Architekten beraten hatten. Inzwischen werden wir auch direkt angesprochen und sogar von einem unserer lokalen Partnerbüros in Südkorea weiterempfohlen. Die Bauherrenschaft spielt natürlich auch eine große Rolle, öffentliche und institutionelle Bauherren gehen anders vor, als Firmen oder Investorengruppen. Alle Projekte weisen aber einige für uns wichtige Parallelen auf: In sämtlichen Projekten arbeiten wir mit international tätigen Architekten gemeinsam in einem internationalen Planungsteam. Der Erstkontakt nach Korea erfolgte dabei meistens durch die Architekturbüros. Und in allen Projekten folgt dem sehr positiven Erstkontakt ein zäher Verhandlungsmarathon, bis man sich über eine definitive Beauftragung freuen kann. 2. Wie fällt für Sie ein Vergleich zwischen der Qualität von Bauteilen (etc.) in Süd-Korea und Deutschland aus? Der augenscheinliche Vergleich fällt sehr gut für Südkorea aus. Die Ausführungsqualität sowohl im Beton- als auch im Stahlbau ist ausgesprochen hoch. Beim Busan Cinema Center hatten wir bei den meisten oberirdischen Betonbauteilen Sichtbetonqualität, obwohl diese gar nicht gefordert war. Leider wurden die meisten Betonoberflächen anschließend noch weiß gestrichen … Und Baustellenschweißnähte sahen oft aus wie vom Schweißroboter hergestellt. Allerdings muss man insbesondere im Stahlbau ergänzend erwähnen, dass die Frage nach Prüfprotokollen beispielsweise der Ultraschallprüfung von Schweißnähten oft unbeantwortet bleibt, so dass trotz der guten visuellen Qualität eine gewisse Restunsicherheit bleibt. Im Fassadenbau liegt die Ausführungsqualität hingegen weit hinter europäischen Standards und auch die Bereitschaft, auf importierte Materialien zurückzugreifen, ist sehr gering. Dies gilt sowohl für den Bau transparenter Ganzglasfassaden, als auch für opake Blechfassaden, was uns in der Fassadenplanung immer wieder vor die Herausforderung stellt, den lokalen koreanischen Markt in Hinsicht auf ein ganz bestimmtes Produkt sondieren zu müssen. 3. Projektplanung und Kommunikation – was sind für Sie die auffälligsten Unterschiede zu Deutschland? Das grundlegende Planungsmodell, d.h. die Festlegung der Planungsphasen und Leistungsbilder, aber auch die Normung des Korean Building Code folgt den amerikanischen Standards. Wir waren in der Regel ab dem Concept Design im Projekt involviert. In allen Projekten wurde für die darauf folgenden Leistungsphasen von der Entwurfs- bis zur Ausführungsplanung (Schematic Design, Design Development und Construction Documentation) ein Service Split zwischen unserem Büro und dem jeweiligen lokalen Partnerbüro vereinbart. Unsere Intention ist immer, bis zur letzten Phase im Projekt involviert zu bleiben, spätestens bei Ausschreibung und Vergabe übernehmen aber die lokalen Partner in der Regel unsere Planung.

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WISSENSWERTES ZUM SÜDKOREANISCHEN BAU-ARBEITSMARKT IM ÜBERBLICK: – erforderliche Papiere Einreise ohne Visum. Deutsche Staatsangehörige benötigen für einen Aufenthalt in Süd-Korea bis maximal 3 Monate kein Visum. Für längere Aufenthalte siehe 1. u. 2. Link – offene Stellen in welchen Bereichen: Der Anteil ausländischer Fachkräfte in Korea ist sehr gering. Alle ausländischen Ingenieure, die wir trafen, waren auf Projektbasis im Land. Selbst die sehr großen, international operierenden Ingenieurfirmen haben keine Niederlassungen in Korea. Die koreanischen Planungsbüros haben eine völlig andere Struktur als in Deutschland. Die meisten Projekte werden von großen GeneralplanerUnternehmen abgewickelt, die Architektur- und sämtliche Fachplanungsabteilungen unter einem Dach vereinigen und oft mehrere tausend Mitarbeiter haben. – Gehälter 25.000 – 34. 000 € (Brutto) pro Jahr für Berufsanfänger, 39.000 – 43. 000 € (Brutto) pro Jahr für 5–7Jahren Berufserfahrung.

Privatfoto: Kulinarische Highlights (Foto: Bollinger + Grohmann)

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Arbeiten_in_SuedKorea_Arbeiten_in 17.12.12 11:09 Seite 2

Arbeiten in … Süd-Korea Die Kommunikation gestaltet sich oft schwierig: Englisch wird meist nur von einigen Führungskräften beherrscht, trotzdem sieht man sich oft 50 oder mehr Meetingteilnehmern gegenüber. Es wird sehr großer Wert auf Präsentationen, regelmäßige Reports, Video- und Telefonkonferenzen, etc. gelegt, darauf sollte man sich – auch zeitlich – einstellen.

Abendliches Beisammensein (Foto: Bollinger + Grohmann)

Baustelle Busan (Foto: Michael Volk)

Flip Chart Diskussionen (Foto: Bollinger + Grohmann)

4. Wie wird der deutsche Bauingenieur in Südkorea gesehen und begegnet ihm sein südkoreanischer Kollege auf der berühmten Augenhöhe? Ich habe in allen Fällen einen sehr respektvollen Umgang miteinander erlebt, der stark von der berühmten asiatischen Höflichkeit geprägt ist. Jedoch sind die koreanischen Partner durchaus selbstbewusst genug, auch einmal eine ablehnende Haltung zu verbalisieren, das asiatische Klischee des ständig nickenden Gegenübers trifft hier definitiv nicht zu. Allerdings sollte man Zeit und Aufenthalte vor Ort investieren, damit sich ein solch offener Umgang auch mit der Zeit einstellen kann. In Hinsicht auf die inhaltliche Zusammenarbeit unter Ingenieuren gilt in Korea das Gleiche wie überall auf der Welt: die Qualität der Planung hängt stark von den jeweiligen verantwortlichen und planenden Akteuren ab. Wir haben in Südkorea gute und weniger erfreuliche Erfahrungen in technischen Diskussionen gemacht. Beispielsweise ist in Südkorea das unbedingte Vertrauen in die Ergebnisse von Finiten Element Berechnungen sehr ausgeprägt, was wir durchaus immer wieder hinterfragen. Auf der anderen Seite akzeptieren wir, dass einige Dinge anders aber deshalb nicht schlechter gemacht werden. So mussten wir als deutsche Ingenieure beispielsweise lernen, dass neben unseren Stahlbetonwannen jeglicher Couleur durchaus weitere interessante Bauweisen für unterirdische Bauten im Grundwasser existieren … 5. Was würden Sie jedem deutschen Planer für sein erstes Projekt in Süd-Korea raten? Ratschläge zu erteilen steht mir sicherlich nicht zu, da ich die Motivlage deutscher Planer in Korea nicht insgesamt beurteilen kann. Wir machen dies aus dem gleichen Antrieb heraus, der uns in allen Projekten antreibt: Architektur im jeweiligen regionalen, kulturellen, normativen und technischem Kontext umzusetzen. Ein offenes Ohr und ein bisschen Abenteuerlust helfen dabei sicherlich auch in Korea. Und um an die vorige Frage anzuknüpfen: Ingenieurverständnis darf zwar niemals interkultureller Kommunikation geopfert werden, doch ab und an lohnt sich die Bereitschaft zum Zuhören und Lernen auch für deutsche Planer. In jedem Falle kann ich die Zusammenarbeit mit koreanischen Kollegen im eigenen Büro wärmstens empfehlen, viele kommunikative und auch technische Verständnisprobleme treten so gar nicht erst auf – schöne Grüße an dieser Stelle an meinen Kollegen Sungyong Kim!

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6-geschossiges Basement in Seoul (Foto: Bollinger + Grohmann)

Baustelle Busan (Foto: Bollinger + Grohmann)

– Steuern Die Steuersätze liegen zwischen 15 und 24% – interessante Links: www.working-holiday-visum.de www.visaexpress.de www.reise-ass.com/korea/einreisesuedkorea/45-einreseformalitaeten www.reiseanleitung.de/einreisebestim mungen-fuer-suedkorea

AUF EIN WORT Wir sind in jeder Hinsicht froh über die Projekte, die wir bislang in Korea planen und realisieren durften. Zum einen sind die Projekte selbst hochinteressant. Sei es das Busan Cinema Center mit riesigen Herausforderungen an die Planer, wie der längsten Dachauskragung der Welt, einem Doppelhochhaus für einen der größten koreanischen Konzerne in der historischen Innenstadt von Seoul, einem Ausstellungs- und Servicecenter des größten koreanischen Automobilherstellers oder mehrere über 300 m hohe Türme in einem komplett neu geplanten Stadtviertel: die Dynamik und die Kraft in der Umsetzung solcher Projekte in Korea ist sehr beeindruckend. Sicherlich liegen auf dem Weg zum erfolgreichen Projektabschluss einige Fallstricke. Diese sind zum einen kommunikativer Natur, zum anderen in der unterschiedlichen Ingenieurskultur begründet. Hier befindet man sich regelmäßig im Drahtseilakt zwischen höflichem, interkulturellem Miteinander und dem konsequenten Eintreten für eine innovative ingenieurmäßige Denkweise, die mitunter den lokalen Gepflogenheiten nicht entspricht. Das kann u.a. dazu führen, einen –spontanen – theoretischen Grundlagenvortrag vor einem koreanischen Expertengremium über ein ausgewähltes Thema des konstruktiven Ingenieurbaus halten zu müssen, zum anderen aber auch zu sehr intensiven Konversationen mit den koreanischen Partnern während lokaler Restaurantbesuche. Letztere sind übrigens immer wieder ein Highlight – kaum eine Küche ist so frisch und vielseitig wie die koreanische!

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19.12.12 08:24

Stellenangebote & Weiterbildung

hohem

Karriere im Bauingenieurwesen

Ernst & Sohn Stellenmarkt · Oktober 2012

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Die Hochschule Ruhr West (HRW) ist eine junge, staatliche Hochschule mit hohen Qualitätsstandards. Sie hat ihre Standorte in den attraktiven Ruhrgebietsstädten Mülheim an der Ruhr und Bottrop. Unsere Schwerpunkte liegen in den Bereichen Informatik, Ingenieurwissenschaften, Mathematik, Naturwissenschaften und Wirtschaft. Die HRW, die im September 2009 ihren Lehrbetrieb aufgenommen hat, setzt auf Chancengleichheit und Familienfreundlichkeit. Am neu gegründeten Institut für Bauingenieurwesen (Fachbereich 3) der HRW sind zum nächstmöglichen Zeitpunkt folgende

W2-Professuren zu besetzen: Siedlungswasserwirtschaft, Hydrologie und Wasserbau (Kennziffer 55-2012)

Baubetrieb und Bauwirtschaft (Kennziffer 56-2012)

Geotechnik (Geologie, Grundbau und Bodenmechanik) (Kennziffer 57-2012)

Die HRW befindet sich in der Aufbauphase und bietet Ihnen die Gelegenheit, diese aktiv mitzugestalten. Wir wünschen uns eine Persönlichkeit, die Freude daran hat, sich neben den üblichen Aufgaben in Lehre, Forschung und Weiterbildung auch in den Selbstverwaltungsgremien zu engagieren und die Chance ergreift, mit eigenen Ideen die Hochschule zu bereichern und das Studienprogramm inhaltlich weiter zu entwickeln. Wenn Sie Interesse daran haben, Ihre planerischen, organisatorischen und kommunikativen Fähigkeiten hierzu einzusetzen, sind Sie bei uns richtig. Die Hochschule Ruhr West arbeitet eng mit der regionalen und überregionalen Wirtschaft zusammen. Dies bietet Ihnen die Möglichkeit zur Zusammenarbeit mit den Firmen auf dem Gebiet der Lehre wie auch in anwendungsbezogenen Forschungs- und Entwicklungsprojekten. Eine hohe Forschungs- und Entwicklungsaffinität und die regelmäßige Einwerbung von Drittmitteln werden ausdrücklich unterstützt. Die Einstellungsvoraussetzungen für Professorinnen und Professoren richten sich nach § 36 HG NRW. Bewerberinnen und Bewerber müssen eine mindestens 36 Monate dauernde berufspraktische Tätigkeit auf einem Gebiet, das der ausgeschriebenen Stelle entspricht, außerhalb des Hochschulbereichs nachweisen. Nähere Informationen zu den ausgeschriebenen Stellen finden Sie unter: www.hochschule-ruhr-west.de/service/stellenauschreibungen.html Bitte senden Sie uns als Bewerbungsunterlagen ausschließlich Fotokopien und verzichten Sie auf aufwändige Bewerbungsmappen, da diese nicht zurückgeschickt werden können. Bewerbungen auf elektronischem Weg werden nicht berücksichtigt. Bitte legen Sie den Unterlagen alle relevanten Zeugnisse und – soweit vorhanden – Evaluationsergebnisse bei. Wenn Sie der Prozess der Neugründung einer Hochschule reizt und Sie uns bei dieser spannenden Aufgabe unterstützen möchten, richten Sie Ihre Bewerbung mit den üblichen Unterlagen sowie dem Verzeichnis der wissenschaftlichen Arbeiten, Veröffentlichungen, Patente und vollständigem Schriftenverzeichnis bitte bis zum 08.02.2013 unter Angabe der o. g. Kennziffer an den: Präsidenten der Hochschule Ruhr West Mellinghofer Str. 55, Gebäude 35, 45473 Mülheim an der Ruhr Zusätzlich wird darum gebeten, einen Bewerbungsbogen sowie ein Motivationsschreiben (Formblätter unter: http://www.hochschuleruhr-west.de/service/stellenauschreibungen.html) auszufüllen und den Bewerbungsunterlagen beizufügen. Die Berufungsgespräche sind wie folgt terminiert: Kennziffer 55-2012 – 30.04.13 Kennziffer 56-2012 – 05.03.13 Kennziffer 57-2012 – 07.05.13

Professur für Baustatik und Konstruktion Am Departement Bau, Umwelt und Geomatik (www.baug.ethz.ch) der ETH Zürich ist eine Professur für Baustatik und Konstruktion zu besetzen. Der Schwerpunkt der Professur in Lehre und Forschung liegt im Bereich des Massivbaus, insbesondere dem Verhalten von Tragwerken aus Stahlbeton und Spannbeton.

Kandidatinnen und Kandidaten verfügen über eine solide wissenschaftliche Grundlage im Massivbau und in der Konstruktion sowie über eine universitäre Hochschulausbildung mit Doktorat im Bauingenieurwesen. Ein besonderes Interesse an der grossmassstäblichen experimentellen Forschung und der numerischen Simulation wird begrüsst und durch die hervorragenden Einrichtungen der ETH Zürich unterstützt. Es wird erwartet, dass der Kandidat / die Kandidatin über eine fundierte praktische Erfahrung in Entwurf und Konstruktion von Stahlbetonbauten verfügt. Als anerkannte Führungspersönlichkeit in den Bereichen Baustatik und Massivbau ist er / sie bereit, Industrie und Behörden als Experte / Expertin zu beraten und zu unterstützen.

Bewerbungen mit Lebenslauf, Publikationsliste und einem Verzeichnis der bearbeiteten Projekte sind bis zum 15. März 2013 beim Präsidenten der ETH Zürich, Prof. Dr. Ralph Eichler, einzureichen. Um den Frauenanteil in führenden Positionen in Lehre und Forschung zu erhöhen, fordert die ETH Zürich qualifizierte Wissenschaftlerinnen ausdrücklich zur Bewerbung auf. Die ETH Zürich ist eine verantwortungsbewusste Arbeitgeberin mit fortschrittlichen Arbeitsbedingungen. Sie setzt sich für Chancengleichheit, für die Bedürfnisse von Dual Career Paaren und für die Vereinbarkeit von Familie und Beruf für Frauen und Männer ein. Bitte bewerben Sie sich online auf: www.facultyaffairs.ethz.ch

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Ernst & Sohn Stellenmarkt · Januar 2013 Ingenieurbüro für Tragwerksplanung mit dem Tätigkeitsschwerpunkt „bautechnische Prüfung“ sucht einen

Diplomingenieur (TU, TH) An der Georg-Simon-Ohm-Hochschule für angewandte Wissenschaften – Fachhochschule Nürnberg ist an der Fakultät Bauingenieurwesen zum 1. 10. 2013 oder später eine

Fachrichtung konstruktiver Ingenieurbau mit Vertiefungsrichtung Stahlbau Wir erwarten Erfahrung im Erstellen statischer Berechnungen und Kenntnisse der eingeführten Normen.

Professur der BesGr. W 2 für das Lehrgebiet

Wir bieten eine abwechslungsreiche Tätigkeit mit vielfältigen ufgaben aus dem Hoch-, Industrie- und Gewerbebau. A

Konstruktiver Ingenieurbau

Ihre schriftliche Bewerbung mit aussagekräftigen Unterlagen erbitten wir an:

Ingenieurbüro Schmitt Gartenstr. 53–55, 40479 Düsseldorf, E-Mail: ibschmitt@web.de

Inhaltliche Schwerpunkte in Lehre und angewandter Forschung sind: • Grundlagenvermittlung im Konstruktiven Ingenieurbau • Lehrveranstaltungen in den Fachgebieten Stahlbetonbau, Stahlbau, Holzbau, Baukonstruktion und Tragwerke • Lehrveranstaltungen im Vertiefungsbereich „Konstruktiver Ingenieurbau“ unter Einschluss von Studienarbeiten • Lehrveranstaltungen in den Masterstudiengängen der Fakultät • Konzeption und Durchführung lehrunterstützender Übungen • Initiierung und Durchführung eigener Forschungs gebiete • Mitarbeit in der Lehre von Grundlagenfächern • Mitarbeit in der Selbstverwaltung Wir suchen eine Persönlichkeit, die die genannten Aufgabengebiete engagiert betreut und Freude am Umgang mit interessierten Studierenden des Bauingenieurwesens mitbringt. Voraussetzung hierfür ist eine mehrjährige einschlägige Berufserfahrung außerhalb der Hochschule in Wirtschaft, Verwaltung oder Forschung. Wir legen weiterhin großen Wert auf Engagement in der angewandten Forschung und Entwicklung sowie die Vernetzung mit der konstruktiven Praxis.

Monatlich das Neueste für Bauingenieure und Architekten per E-Mail

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Geotechnik Q Das komplexe und technisch hoch spezialisierte Gebiet der Geotechnik bildet ein Fundament des Bauingenieurwesens, dessen Herausforderungen heute u. a. im innerstädtischen Infrastrukturbau, im Bauen im Bestand oder in der Gestaltung tiefer, in das Grundwasser hineinreichender Baugruben liegen. Das vorliegende Buch befähigt Bauingenieure, grundbauspezifische Probleme zu erkennen und zu lösen. Prägnant und übersichtlich führt es insbesondere in alle wichtigen Methoden der Gründung und der Geländesprungsicherung ein. Auch Themen wie Frost im Baugrund, Baugrundverbesserung und Wasserhaltung werden behandelt. Dem Leser werden bewährte Lösungen für viele Fälle sowie eine große Zahl von Hinweisen auf weiterführende Literatur an die Hand gegeben. Alle Darstellungen basieren auf dem GERD MÖLLER aktuellen technischen Regelwerk. Geotechnik Die Darstellung der Berechnung Grundbau und Bemessung anhand zahlreicher 2., vollständig überarbeitete Beispiele ist eine unverzichtbare Aufl age - April 2012 Orientierungshilfe in der täglichen 546 S., 431 Abb., 44 Tab., Br. Planungs- und Gutachterpraxis. € 55,–*

Wir bieten Ihnen persönliche Entfaltungsmöglichkeiten bei weitgehend selbstbestimmtem Arbeiten. Neben der anregenden Tätigkeit mit Studierenden haben Sie die Möglichkeit, Projekte in der angewandten Forschung und Entwicklung zu bearbeiten. Sie können die vielfältigen Möglichkeiten an einer der größten Hochschulen Bayerns mit hervor ragend aus gestatteten Laboren nutzen, und all dies im Herzen der Metropolregion Nürnberg.

Nähere Einzelheiten, insbesondere zu den Einstellungsvoraussetzungen, finden Sie in der Jobbörse auf der Homepage der Georg-Simon-Ohm-Hochschule unter: http://www.ohm-hochschule.de/seitenbaum/home/ jobs/page.html

Q Das Buch vermittelt alle wichtigen Aspekte über den Aufbau und die Eigenschaften des Bodens, die bei der Planung und Berechnung sowie bei der Begutachtung von Schäden des Systems Bauwerk-Baugrund zu berücksichtigen sind. Schwerpunkte sind die Baugrunderkundung, die Ermittlung von Bodenkennwerten im Labor, sowie die Behandlung von Setzungs- und Tragfähigkeitsnachweisen einschließlich des Erddrucks. Der Unterstützung des Verständnisses dienen zahlreiche Beispiele, die nachGERD MÖLLER vollziehbar erläutert werden. Alle Geotechnik Darstellungen basieren auf dem Bodenmechanik aktuellen technischen Regelwerk. 2., aktualis. u. erw. Auflage Das Buch ist eine unverzichtbare 2012. ca. 450 S., ca. 300 Orientierungshilfe in der täglichen Abb., Br. ca. € 55,–* Planungs- und Gutachterpraxis.

Abb. vorläufig

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Bewerbungen sind mit den üblichen Unterlagen (Lebenslauf, Zeugnisse, Nachweise über den beruflichen Werdegang und die wissenschaftlichen Arbeiten) bis 8. Februar 2013 bei Herrn Prof. Dr. Niels Oberbeck, Fakultät Bauingenieurwesen der Georg-Simon-OhmHochschule für angewandte Wissenschaften – Fachhochschule Nürnberg, Keßlerplatz 12, 90489 Nürnberg, einzureichen. Rückfragen unter Tel. 0911 5880-1143, www.ohm-hochschule.de.

ISBN: 978-3-433-02976-3

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zu besetzen.

ISBN 978-3-433-02996-1 Erscheint Ende 2012

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Ingenieurbaustoffe

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â&#x2013; Baustoffe erfĂźllen ihren Zweck, wenn sie richtig aus gewĂ¤hlt, hergestellt und verarbeitet sind. Dieses Buch behandelt die wichtigsten Werkstoffe des Konstruktiven Ingenieurbaus. Es fĂźhrt zunĂ¤chst grundlegend in das mechanische Werkstoffverhalten, die rheologischen Modelle, die Bruchmechanik und die Transportmechanismen porĂśser Stoffe ein. Systematisch werden dann die Baustoffe jeweils mit ihrer Zusammensetzung und ihrem mechanischem Verhalten als Funktion von Belastungsart und -geschwindigkeit, Temperatur und Feuchte beschrieben. GroĂ&#x;er Wert wird dabei auf eine vergleichende Betrachtung gelegt. Somit schlĂ¤gt das Buch die BrĂźcke zwischen Grundlagenwissen und Baupraxis, Ăźber welche konstruktive Ingenieure gehen kĂśnnen, denn sie sind verantwortlich fĂźr die richtige und optimale Auswahl und Verarbeitung der Werkstoffe, manchmal auch fĂźr deren Herstellung HANS-WOLF REINHARDT (z.B. Beton). Eine grĂźndliche Kenntnis des mechanischen, Ingenieurbaustoffe physikalischen und chemischen Verhaltens ist hierfĂźr 2., Ăźberarbeitete Auflage, Voraussetzung. 2010. 3 4 Seiten, 3 Abb., ÂŹ4AB ÂŹGb. % 9,â&#x20AC;&#x201C;

ISBN 978-3-433-02920-6 ÂŹ

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Technische Akademie Esslingen Ihr Partner fĂźr Weiterbildung

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Erhaltung von Bauwerken 22. und 23. Januar 2013 Ziel der Veranstaltung ist der Austausch von Wissen auf dem Gebiet der Erhaltung von Bauwerken. Dabei sollen sowohl die Erfahrungen bei der Umsetzung von InstandsetzungsmaĂ&#x;nahmen als auch der Kenntnisstand bei der Entwicklung neuer Materialien und Untersuchungsmethoden kommuniziert werden. Basis hierfĂźr sind die relevanten Baustoffe fĂźr Bauwerke (im Wesentlichen Stahlbeton und Mauerwerk). Leitung: Prof. Dr.-Ing. M. Raupach, Dr.-Ing. L. Wolff, Dr.-Ing. B. Schwamborn

Ihr Ansprechpartner: Dr.Â Ing. RĂźdiger Keuper Telefon +49 711 34008-18; Telefax +49 711 34008-65 ruediger.keuper@tae.de

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Updates für Ihre Karriere Seminare und Symposien der Technischen Akademie Wuppertal e. V. 22.-23.1.2013 6.2.2013 7.2.2013 19.2.2013 20.2.2013 20.-21.2.2013 25.-26.2.2013 27.-28.2.2013 12.3.2013 5.-6.3.2013 12.3.2013 17.-18.4.2013 22.4.2013 23.4.2013

Konzepte zur effizienten Energienutzung Vermeidbare Baumängel – Teil I Vermeidbare Baumängel – Teil II Nachtragsforderung im Bauwesen – Teil I Leistungsumfang Nachtragsforderung im Bauwesen – Teil II Bauzeitverzögerung Beläge, Abdichtungen, Korrosionsschutz von Brückenbauwerken und Parkhäusern Betoninstandsetzung Planung und Ausführung hochwertig genutzter „Weißer Wannen“ LEED® Green Associate (GA) Aktuelle Entwicklungen im Asphaltstraßenbau Fugenabdichtung im Ingenieurbau Betonrohrvortrieb in der Ver- und Entsorgungstechnik Vermeidbare Baumängel – Teil III Vermeidbare Baumängel – Teil IV

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Mehr über unsere Veranstaltungen finden Sie unter: www.taw.de Sie können sich aber auch direkt an uns wenden. Wir freuen uns auf Ihren Anruf oder Ihre E-Mail.

Ihr Ansprechpartner für Seminare: Dr.-Ing. Stefan Mähler 0 202 74 95 - 207 stefan.maehler@taw.de

Ihr Ansprechpartner für Symposien: Dipl. rer. soc. Bernhard Stark 0 234 89 03 53 - 409 bernhard.stark@taw.de

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TAW -Weiterbildungszentren finden Sie in: Wuppertal Altdorf b. Nürnberg Berlin Bochum Cottbus Wildau b. Berlin Technische Akademie Wuppertal Hubertusallee 18 42117 Wuppertal

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Planung und Ausführung hochwertig genutzter „Weißer Wannen“ Anforderungen – Baukonstruktion – Bemessung – Abdichtung – Bauphysik – Instandsetzung – Schadensfälle – Haftungsfragen – Qualitätssicherung – Anwendungsbeispiele Leitung und Moderation Prof. Dr.-Ing. Rainer Hohmann FH Dortmund Termin 27. - 28. Februar 2013 Ort Hotel Park Inn, Bochum Mehr Informationen über diese Veranstaltung finden Sie auf unserer Hompage www.taw.de unter Kongresse / Fachtagungen Haben Sie noch Fragen? Dann freuen wir uns auf Ihren Anruf oder Ihre E-Mail. Ihr Ansprechpartner für TAW-Symposien ist:

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

Produkte und Objekte Dr. Burkhard Talebitari Tel.: +49 (0)30 / 47031-273, Fax: +49 (0)30 / 47031-229 btalebitar@wiley.com

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

Gesamtanzeigenleitung Fred Doischer

Redaktion Prof. Dipl.-Ing. DDr. Konrad Bergmeister Dipl.-Ing. Kerstin Glück Universität für Bodenkultur Wien, Institut für Konstruktiven Ingenieurbau Peter-Jordan-Straße 82, A-1190 Wien Tel.: +43 (1)47654-5253, Fax: +43 (1)47654-5292 bust@iki.boku.ac.at Wissenschaftlicher Beirat Prof. Dr.-Ing. Dr.-Ing. E.h. Manfred Curbach TU Dresden, Institut für Massivbau D-01062 Dresden Tel.: +49 (0)351/46337660, Fax: +49 (0)351/46337289 manfred.curbach@tu-dresden.de Prof. Dr.-Ing. Dipl.-Wirtsch.-Ing. Oliver Fischer TU München, Lehrstuhl für Massivbau D-80290 München Tel.: +49 (0)89/28923038, Fax: +49 (0)89/28923046 oliver.fischer@tum.de Dr.-Ing. Lars Meyer Deutscher Beton- und Bautechnik-Verein E.V. Postfach 110512 Kurfürstenstraße 129, D-10835 Berlin Tel.: +49 (0)30/236096-0, Fax: +49 (0)30/236096-23 meyer@betonverein.de Dr.-Ing. Karl Morgen WTM ENGINEERS GmbH Beratende Ingenieure im Bauwesen Ballindamm 17, D-20095 Hamburg Tel.: +49 (0)40/35009-0, Fax: +49 (0)40/35009-100 info@wtm-hh.de 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 Amtsgericht Charlottenburg HRA33115B Persönlich haftender Gesellschafter: Wiley Fachverlag GmbH, Weinheim Amtsgericht Mannheim HRB 432736 Geschäftsführer: Karin Lang, Bijan Ghawami Steuernummer: 47013 / 01644 Umsatzsteueridentifikationsnummer: DE 813496225

Anzeigenleitung Annekatrin Gottschalk Tel.: +49 (0)30/47031-249, Fax: +49 (0)30/47031-230 annekatrin.gottschalk@wiley.com Verkauf von Sonderdrucken Janette Seifert Tel.: +49 (0)30 / 47031-292, Fax: +49 (0)30 / 47031-230, janette.seifert@wiley.com www.ernst-und-sohn.de/sonderdrucke Kunden-/Leserservice Wiley-VCH Kundenservice für Ernst & Sohn Boschstr. 12, D-69469 Weinheim Tel.: +49 (0)8001800536 (innerhalb Deutschlands) +44(0)1865476721 (außerhalb Deutschlands) Fax: +49(0)6201606184 Schnelleinstieg: www.wileycustomerhelp.com Einzelheft-Verkauf: CS-Germany@wiley.com Aktuelle Bezugspreise Die Zeitschrift „Beton- und Stahlbetonbau“ erscheint mit 12 Ausgaben pro Jahr. Neben „Betonund Stahlbetonbau print“ steht „Beton- und Stahlbetonbau online“ im PDF-Format über den Online-Dienst WileyOnlineLibrary im Abonnement zur Verfügung. Bezugspreise

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Das Abonnement gilt zunächst für ein Jahr. Es kann jederzeit mit einer Frist von drei Monaten zum Ablauf des Bezugsjahres schriftlich gekündigt werden. Ohne schriftliche Mitteilung verlängert sich das Abonnement um ein weiteres Jahr. Im Testabo werden drei Hefte geliefert. Ohne schriftliche Mitteilung innerhalb 10 Tage nach Erhalt des dritten Heftes wird das Abonnement um ein Jahr verlängert. Alle Preise sind Nettopreise. Die Preise sind gültig bis 31. August 2013. Irrtum und Änderungen vorbehalten. Spezielle Angebote und Probeheftanforderung unter www.ernst-und-sohn.de Bankverbindung: Commerzbank Weinheim, Kto 751118800, BLZ 67080050, SWIFT DRESDEFF670 Bei Änderung der Anschrift eines Abonnenten sendet die Post die Lieferung nach und informiert den Verlag über die neue Anschrift. Wir weisen auf das dagegen bestehende Widerspruchsrecht hin. Wenn der Bezieher nicht innerhalb von 2 Monaten widersprochen hat, wird Einverständnis mit dieser Vorgehensweise vorausgesetzt. Periodical postage paid at Jamaica NY 11431. Air freight and mailing in the USA by Publications Expediting Services Inc., 200 Meacham Ave., Elmont NY 11003. USA POSTMASTER: Send address changes to Beton- und Stahlbetonbau, c/o Wiley-VCH, 111 River Street, Hoboken, NJ 07030. Satz: TypoDesign Hecker GmbH, Leimen Druck: Meiling Druck, Haldensleben Gedruckt auf säurefreiem Papier. © 2013 Ernst & Sohn Verlag für Architektur und technische Wissenschaften GmbH & Co.KG, Berlin

Beilagenhinweis: Diese Ausgabe enthält folgende Beilagen: Technische Akademie Wuppertal e.V., 42117 Wuppertal; Verlag Ernst & Sohn, 10245 Berlin

Beton- und Stahlbetonbau 108 (2013), Heft 1

Vorschau 2/2013 Zum Bild Westansicht auf die Gewölbereihen der Talbrücke Einsiedelstein

S. Mauer, R. Rockenfelder Erneuerung der Talbrücke Einsiedelstein Im Zuge des Ausbaus der Autobahn A1 musste die Talbrücke Einsiedelstein teilerneuert werden. Für die Instandsetzungs- und Umbaumaßnahmen wurden FE-Berechnungen unter Berücksichtigung des nichtlinearen Materialverhaltens des Füllbetons und des Gewölbemauerwerks für die Lasten des DIN-Fachberichtes durchgeführt. Die Ergebnisse der Berechnung dienten als Entscheidungsgrundlage für die Wahl einer nachhaltigen Maßnahme für die Teilerneuerung der Gewölbebrücke. K. Reißen, J. Hegger Experimentelle Untersuchungen zur mitwirkenden Breite für Querkraft von einfeldrigen Fahrbahnplatten Für Brückenbauwerke im Bestand mit Fahrbahnplatten ohne Querkraftbewehrung lässt sich nach derzeitigen technischen Regeln oft keine ausreichende Querkrafttragfähigkeit nachweisen. Daher wurde in einem Forschungsvorhaben das Querkrafttragverhalten von Fahrbahnplatten aus Stahlbeton genauer analysiert. Der Aufsatz beschreibt die Ergebnisse der experimentellen Untersuchungen zur maßgebenden Lastverteilungsbreite für Radlasten bei einfeldrigen, gelenkig gelagerten Platten ohne Querkraftbewehrung.

Änderungen vorbehalten

W. Scheufler, S. Burghard, O. Fischer, Chr. Braun Beurteilung der Wirkungsweise von adaptiven Seildämpfern im Brückenbau durch Kopplung von numerischer Simulation und Experiment In vielen weitgespannten Schrägseilbrücken werden Seildämpfer zur Verringerung von Seilschwingungen eingebaut. Bedämpft werden dabei in erster Linie unerwünschte Querschwingungen der Tragseile. Neben der vorgesehenen Reduzierung der Bewegungen in der Ebene der Wirkungsrichtung der Dämpfer zeigen Untersuchungen, dass auch die Bewegungen quer zu dieser Richtung von den Dämpfern beeinflusst werden. Mithilfe der hybriden Versuchstechnik sollen diese Phänomene im Rahmen eines Forschungsvorhabens am Lehrstuhl für Massivbau der Technischen Universität München genauer untersucht werden.

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M. Bruns, G. Binder Umsetzung des Kathodischen Korrosionsschutzes an den Spannbetonüberbauten der Schleusenbrücke Iffezheim Bei den Überbauten der Schleusenbrücke Iffezheim wurden nach über 30jährigem Betrieb deutliche Korrosionsschäden an der Bewehrung im Inneren der Hohlkästen infolge eingedrungener Chloride festgestellt. Nach Durchführung einer erfolgreichen KKS-Probeinstallation in einem der oberwasserseitigen Hohlkästen, über die bereits ausführlich in dieser Zeitschrift berichtet wurde, wurde die Instandsetzung unter Verwendung des KKS im Rahmen der Grundinstandsetzung der Brücke in den Jahren 2010 und 2011 geplant, umgesetzt und fachlich begleitet. Nun wird über das entworfene und installierte KKS-System sowie über dessen Funktion nach eineinhalbjähriger Betriebszeit berichtet.

: Ja, wir möchten die Zeitschrift Beton- und Stahlbetonbau lesen: Einzelheft

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…und aktuell an anderer Stelle Heft 1/2013 Energieeffiziente Kühlung, thermischer Raumkomfort (Teil 2) Hygrothermische Gebäudesimulation gekoppelt mit MultizonenGebäudedurchströmungsmodell Numerische Simulation von Gebäudebelüftung bei Wind Quantifizierung der Auswirkungen von moderater Wärmebelastung auf die menschliche Leistungsfähigkeit Methodik zur Unsicherheitsbewertung und Sensitivitätsanalyse für thermische Gebäudesimulationen

Modelica Building Systems – Eine Modellbibliothek zur Simulation komplexer energietechnischer Gebäudesysteme Beitrag zur thermischen Speicherung von Netzüberlasten Effiziente Strahlungssimulation für ein thermisches Behaglichkeitsmodell Zur Neufassung von DIN 1946-6 Beiblatt 1 Raumlufttechnik Energiekennzahlen für den Gebäudebestand

Komfort für Passivhaus-Büros

Heft 1/2013 Clasaurertobelviadukt – Integrale Instandsetzung eines Mauerwerksviadukts Zur Verformungsprognose von Monopile Gründungen infolge zyklischer Belastung mit veränderlicher Amplitude Die Eisenbahnbrücke bei Hämerten in Sachsen-Anhalt

Planung einer Wildbrücke Ötztaler Achbrücke Fußgängerbrücken Neue Lager für die Wuppertaler Schwebebahn, Teil 2

Heft 6/2012 Geologische und logistische Herausforderungen beim TMB-Vortrieb des Pinglu Tunnels in China

Stellungnahme zum Vergabemodell für Infrastrukturprojekte (VIP) aus Sicht des Auftragnehmers

Bahnprojekt Stuttgart 21 – eine Herausforderung

VIP – Vergabemodell für Infrastrukturprojekte

Erfahrungen in Skandinavien am Beispiel des Södermalmstunnels

Das neue Vergabemodell für Infrastrukturprojekte (VIP) aus der Sicht des Planer

Tunnelprojekte brauchen Kooperation

Herausforderung aktueller Großbaustellen

Tunnelbau auf der Bahnstrecke VDE 8.1 Ebensfeld-Erfurt am Beispiel Tunnel Eierberge

Das Vergabemodell für Infrastrukturprojekte aus Sicht des Auftraggebers ASFINAG

Anreiz für Projektoptimierung

Heft 1/2013 Schwerpunktthema: Entwicklungen im Baustoffsektor, Neue Zulassungen Steine, Umstellung auf EC 6 Erläuterungen zur Haftscherfestigkeit

Einfluss der Carbonatisierung auf Festigkeit und Struktur von Porenbeton Ansätze zur Ermittlung der horizontalen Einwirkungen auf Schubwände

Untersuchungen zum Verbund von Bewehrung in Fugen und Aussparungen

Heft 1/2013 Nachhaltigkeit von Stahl im Bauwesen (NASTA) Instandhaltungsstrategien als Basis für die ganzheitliche Bewertung von Stahl- und Verbundbrücken nach Kriterien der Nachhaltigkeit Entwicklung einer integrierten Verbunddecke für nachhaltige Stahlbauten Einfluss von Nutzeranforderungen auf die ökonomische Bewertung von Stahl als Konstruktionswerkstoff für nachhaltige Bürogebäude Mehrdimensional energieoptimierte Gebäudehüllen in Stahlleichtbauweise für den Industrie- und Gewerbebau

Potenziale und Chancen der Stahl-/Stahlleichtbauweise beim Bauen im Bestand Nachhaltigkeitsbewertung stählerner Tragkonstruktionen Erneuerbarer Energien Methodenentwicklung und Anwendungsbeispiele Neubau von zwei flügelartigen Überdachungsbauwerken in Monocoque-Bauweise für den ZOB Schwäbisch Hall Tragverhalten von Groutverbindungen bei Monopilegründungen von Offshore-Windenergieanlagen

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