Beton- und Stahlbetonbau 01/2013 Free Sample Copy

Beton- undStahlbetonbau

1108. JahrgangJanuar 2013ISSN 0005-9900A 1740

- 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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Zum Titelbild Auf dem Titelbild zu sehen ist das Regional Emergency Management Centre in Foligno(Italien). Diese Schalenkonstruktion ist der Ge -winner in der Kategorie „ Buildings“ des EuropeanConcrete Awards 2012, der vom European ConcreteSocieties Network (ECSN) vergeben wird. Das Ge-bäude mit den acht beweglichen Auflagerungs-punkten ist die optimale Lösung für die Anforde-rung, eine absolut erdbebensichere Notfallaufnah-me zu schaffen. Dabei garantiert die Anwendungvon Base Isolation-Techniken die weitgehende dynamische Entkoppelung zwischen Gebäude undUntergrund. Mehr dazu im Nachrichtenteil ab S. 76.(Foto: Österreichische Bautechnik Vereinigung)

Beton- und Inhalt Stahlbetonbau 1/13

Konrad Bergmeister1 Editorial: Mehrwert für den Bauingenieur

FACHTHEMEN

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

2 Zuverlässigkeit hochbeanspruchter Druckglieder aus UHPC

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

13 Optimierung der Robustheit von selbstverdichtendem Betongegenüber Temperatureinflüssen

Till Büttner, Michael Raupach22 Dauerhaftigkeit polymergetränkter AR-Glas-Bewehrungen

in Beton – Materialauswahl und Lebensdauerprognose

Frederik Teworte, Josef Hegger34 Querkraftermüdung von Spannbetonträgern

ohne Querkraftbewehrung

Karsten Winkler, Peter Mark47 Experimentelle Umsetzung von Symmetrielagerungen

BERICHTE

Andreas Herrmann, Markus Dietz, Bettina Lerner, Renate Kalmbach58 Eine neue Bühne für den denkmalgeschützten Theatersaal

65 Regelungen zur Dauerhaftigkeit von befahrenen ParkdecksStellungnahme des DAfStb

69 Nachwuchsförderpreis von Ernst & Sohn 2012

71 BETON- UND STAHLBETONBAU aktuell80 VERANSTALTUNGSKALENDER

Produkte & ProjekteA4 Planen und Bauen mit Betonfertigteilen

A17 Regelungen zur Dauerhaftigkeit von befahrenen ParkdecksA23 Aktuell

108. JahrgangJanuar 2013, Heft 1ISSN 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 dasBeton- und Stahlbetonbau Online-Abonnement

A4 Beton- und Stahlbetonbau 108 (2013), Heft 1

57. BETONTAGE

Werte schaffen mit Beton57. BetonTage zeigen Perspektiven für Betonbauteile auf

Vom 5. – 7. Februar 2013 dreht sich im Kongresszentrum Ed-win-Scharff-Haus in Neu-Ulm wieder alles um den Baustoff Be-ton. Unter dem Motto „Werte schaffen“ gehen die BetonTagedann zum 57. Mal an den Start. Knapp 2.000 Teilnehmer wer-den auf Europas größtem Kongress der Betonfertigteilindustrieerwartet, der dieses Mal Großbritannien als Gastland präsen-tiert. Die Eröffnungsredner sind ANSELM BILGRI, Unterneh-mensberater und ehemaliger Prior des Klosters Andechs, undProf. MIKE SCHLAICH, schlaich bergermann und partner, die das

Leitthema der Veranstaltungen jeweils aus ihrer Sicht reflektie-ren. Besetzt mit hochkarätigen Referenten aus Wirtschaft undForschung informieren die BetonTage über branchenrelevanteEntwicklungen im Bereich der Normung, der Betontechnologieund der Herstellungsverfahren. Beiträge zu betriebswirtschaftli-chen und rechtlichen Themen ergänzen die technischen Inhalte.Eine Informationsausstellung mit rund 160 Ausstellern aus derMaschinen-, Zuliefer- und Softwareindustrie begleitet den Kon-gress.

Dienstag, 5. Februar 2013

09:00 – 12:00 Plenum 1Eröffnungsvorträge

12:00 – 14:00 Mittagpause

14:00 – 15:30 Podium 1Anwendungsgerechte Forschung für

14:00 – 15:30 Podium 2Straßen-, Landschafts- und Gartenbau

14:00 – 15:30 Podium 3Konstruktiver Fertigteilbau 1Gebaute Beispiele, technische

Konzeptionen

14:00 – 15:30 Podium 4Wirtschaft und Recht

15:30 –16:00 Kaffeepause

16:00 – 17:30 Podium 1Anwendungsgerechte Forschung für

16:00 – 17:30 Podium 2Straßen-, Landschafts- und Gartenbau

16:00 – 17:30 Podium 3Konstruktiver Fertigteilbau 1Gebaute Beispiele, technische

Konzeptionen

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

19:00Abendveranstaltung

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

QualitätGastland Großbritannien

14:00 – 15:30 Podium 5Von der Forschung zur Praxis

14:00 – 15:30 Podium 6Konstruktiver Fertigteilbau 2

Innovative technische Lösungen – Vom Entwurf zur Umsetzung

14:00 – 15:30 Podium 7Leichtbeton

14:00 – 15:30 Podium 8Betonwerkstein

15:30 –16:00 Kaffeepause

16:00 – 17:15 Podium 5Von der Forschung zur Praxis

16:00 – 17:15 Podium 6Konstruktiver Fertigteilbau 2

Innovative technische Lösungen – Vom Entwurf zur Umsetzung

16:00 – 17:15 Podium 7Leichtbeton

16:00 – 17:15 Podium 8Betonwerkstein

17:15 – 18:00 Besonderer BeitragVon Leitwölfen und Meerschweinchen –

Was Unternehmer von der Naturlernen können

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

10:30 – 11:00 Kaffeepause

11:00 – 12:30 Podium 9 + 10Die neuen Regelwerksituation für

Planung und Realisierung von Betonbauwerken

11:00 – 12:30 Podium 11Rohrleitungsbau und Entwässerungstechnik

12:30 – 16:00 Podium 13Beton in der Architektur

14:00 – 17:00 Podium 9DBV-Schwerpunktthema:

Bauausführungen nach der neuenDIN EN 13670:2011-03 – Ausführungen

von Tragwerken aus Beton

14:00 – 17:00 Podium 10Beton in der Tragwerksplanung

14:00 – 17:00 Podium 11Rohrleitungsbau und Entwässerungstechnik

14:00 – 17:00 Podium 12Kleinkläranlagen

Mittwoch, 6. Februar 2013 Donnerstag, 07. Februar 2013

57. BETONTAGE

PODIUM 9 + 10Die neue Regelwerksituation für Planung undRealisierung von Betonbauwerken

Moderation:Dr.-Ing. LARS MEYER, Deutscher Beton- und Bautechnik-Verein,Berlin

11:00 UhrErläuterung der konsolidierten Situation der Regelungen zumEurocode 2 und zur DIN EN 206Prof. Dr.-Ing. JÜRGEN SCHNELL, Dr.-Ing. UDO WIENS, Dipl.-Ing.ANETT IGNATIADIS, Deutscher Ausschuss für Stahlbeton, Berlin

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

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

12:30 Uhr MITTAGESSEN

14:00 Uhr

PODIUM 10Beton in der Tragwerksplanung

Moderation:Prof. Dr.-Ing. HANS-JOACHIM WALTHER, Hochschule Karlsruhe

Planung von Betonbodenplatten – Notwendige Klassifizierung von Betonböden zur Vermeidung von MängelnDipl.-Ing. KARSTEN EBELING, ISVP Lohmeyer + Ebeling, Burgdorf

Zwangbeanspruchungen im Hochbau – Konsequenzen für eine fugenlose BauweiseProf. Dr.-Ing. MICHAEL FASTABEND, Ingenieurbüro DOMKENachf., Duisburg

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

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

PODIUM 9DBV SchwerpunktthemaBauausführung nach der neuen DIN EN 13670:2011-03 – Ausführung vonTragwerken aus Beton

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

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

Überwachung des Betoneinbaus – Von 28 Tagen abweichendes PrüfalterDr.-Ing. BJÖRN SIEBERT, Deutscher Beton- und Bautechnik- Verein, Berlin

Festigkeitsentwicklung von Beton – Schnittstelle Planer/AusführungDipl.-Ing. ANDREAS MEIER, Deutscher Beton- und Bautechnik-Verein, München

Nachbehandlung von Beton und AusschalfristenDr.-Ing. ENRICO SCHWABACH, Deutscher Beton- und Bautechnik-Verein, Berlin

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

Chemischer Angriff auf Beton – Bewertung und Auswahl ge-eigneter SchutzmaßnahmenDr.-Ing. BJÖRN SIEBERT, Deutscher Beton- und Bautechnik- Verein, Berlin

Beton- und Stahlbetonbau 108 (2013), Heft 1 A5

Weiterbildung für Ingenieure und ArchitektenAuch der interdisziplinäre Austausch zwischen Ingenieuren, Ar-chitekten und ausführenden Unternehmen kommt nicht zukurz. Seit vielen Jahren nutzen diese Teilnehmergruppen diespeziellen Podien am dritten Kongresstag als Weiterbildungs-plattform. Eröffnen wird den Tag JOACHIM FAUST, HPP Archi-tekten, Düsseldorf, der über ganzheitliche Planungskonzeptespricht. Anschließend zeigt Prof. NORBERT FISCH, Technische

Universität Braunschweig, am Beispiel des EnergiePlus-Hauseswie Gebäude zukünftig auch als Energiequelle genutzt werdenkönnen.

Das Schwerpunktthema im Podium 9 ist die Bauausführungnach der neuen DIN EN 13670:2011-03 – Ausführungen vonTragwerken aus Beton in Kombination mit der Nationalen An-wendungsregel DIN 1045-3:2012-03. Die Vorträge befassen sich

57. BETONTAGE

mit der Annahme, dem Einbau, der Bewehrung, Überwachungund Nachbehandlung von Beton und zeigen geeignete Schutz-maßnahmen gegen chemische Angriffe auf den Baustoff auf.

Im Mittelpunkt des Podiums 10 Beton in der Tragwerkspla-nung steht der Eurocode 2 (EC2) mit seinem Nationalen An-hang und konkrete Auslegungsfragen aus der Praxis. Zudemwerden die neuesten Erkenntnisse bei der Durchstanzbemes-sung von Einzelfundamenten nach EC2 präsentiert und die Be-deutung der Klassifizierung von Betonböden bei deren Planungund Ausführung erörtert. Anhand von Ausführungsbeispielenund konkreten Rechenansätzen wird außerdem gezeigt, wieauch sehr ausgedehnte Bauwerke ohne Fugen herzustellen sind.

Den Podien 9 und 10 geht am Vormittag eine gemeinsame Ver-anstaltung zur neuen Regelwerksituation für die Planung undRealisierung von Betonbauwerken voraus. Beiträge über diekonsolidierte Situation der Regelungen zum EC2 und zurDIN EN 206, aber auch zur Bedeutung des CE-Zeichens bei Betonfertigteilen sowie zu den juristischen Fallstricken bei de-ren Abnahme ergänzen das Themenspektrum.

Lösungen für den HochbauDarüber hinaus umfasst das Fachprogramm am Nachmittag tra-ditionsgemäß mehrere, parallel abgehaltene, produktspezifischePodien. Ein Schwerpunkt liegt dabei auf dem konstruktivenFertigteilbau. So zeigt Podium 3 anhand von gebauten Beispie-len die technischen und gestalterischen Möglichkeiten beimEin satz von Fertigteilen auf. Zudem wird die neue Umweltpro-duktdeklaration für Zement und Beton vorgestellt und über Än-derungen der DIN EN 13369 informiert. Podium 6 befasst sichu. a. mit den aktuellen Anforderungen bei Betonstahl im Ringund präsentiert Untersuchungsergebnisse zum Tragverhaltenvon Spannbeton-Fertigdecken bei biegeweicher Auflagerung,zum Drilltragverhalten zweiachsiger gespannter Fertigteilplattensowie zur Bemessung von Textilbetonschalen.

Die Perspektiven für Fertigteile aus Leichtbeton im Rahmen derNachhaltigkeitsdiskussion stehen im Fokus des Podiums 7. Vor-träge über eine neue, thermisch gebundene, leichte Gesteinskör-nung, polysterolfreie Porenleichtmörtel oder die Umweltpro-duktdeklarationen für Mauersteine aus Leichtbeton informierenüber Potenziale und Optimierungsmöglichkeiten dieses Baustof-fes.

Betonwerkstein in der PraxisÜber die planerischen und technischen Herausforderungen beider Umsetzung von Betonwerksteinarbeiten wird im Podium 8berichtet. Praxisbeispiele im Innen- und Außenbereich zeigendie vielfältigen Einsatz- und Gestaltungsmöglichkeiten desWerkstoffs. Zudem wird das aktuelle Merkblatt des Zentralver-bandes des Deutschen Baugewerbes e. V. für Treppen vorge-stellt und anhand von Fallbeispielen Tipps zur Vermeidung vonSchadensfällen bei der Verlegung von Betonwerkstein gegeben.

Betonbauteile im TiefbauFür die Hersteller von Produkten des Straßen-, Landschafts-und Gartenbaus gibt es wieder ein spezielles Podium. NebenFragen rund um das Thema Gewährleistung wird das Versicke-rungsverhalten wasserdurchlässiger Flächenbeläge unter die Lu-pe genommen und ein Strömungs- und Ausbreitungsmodell zurPrognose von Schadstoffkonzentrationen in Straßen vorgestellt.Außerdem werden die Konsequenzen aus der Überarbeitung derRStO 12 auf die Pflasterbauweise erörtert und über den Einflussunterschiedlicher Taumittel auf die Dauerhaftigkeit von Beton-waren informiert.

Das Podium 11 Rohrleitungsbau und Entwässerungstechnikrichtet sich an die Hersteller und öffentliche Hand. Hier wirddie Kampagne „Impulse pro Kanalbau“ vorgestellt und dieNachhaltigkeit von Beton- und Stahlbetonrohren im ökobilan-ziellen Vergleich mit anderen Werkstoffen aufgezeigt. Vorträgeüber die Auswirkungen des Eurocode 2 (EC2) auf die Berech-nung und Dimensionierung von Rohren und Schächten aus Be-ton, die Anforderungen bei der Ausschreibung und Bauüberwa-chung von Kanälen sowie Berichte aus der Baustellenpraxis er-gänzen das Podium.

Die Thematik von Kleinkläranlagen aus Beton wird im Podium11 aufgegriffen. Die Veranstaltung für Sachverständige der Un-teren Wasserbehörden bzw. Private Sachverständige in der Was-serwirtschaft (PSW) als Fortbildung anerkannt.

Neues aus der ForschungEinen Überblick über die neuesten Entwicklungen in der Beton-technologie bieten das Podium 1 Anwendungsgerechte For-schung für Beton und das Podium 5 Von der Forschung zurPraxis an den ersten beiden Kongresstagen. Hier wird die Be-deutung calcinierter Tone als Kompositmaterial bei der Zement-herstellung erläutert und aktuelle Erkenntnisse zur Verminde-rung von Rost auf Schalungen präsentiert. Außerdem werdenneue Einsatzfelder für hochduktile Betone mit Kurzfasern undinnovative Mischkonzepte für die praxisgerechte Herstellungvon Hochleistungsbetonen vorgestellt.

Wirtschaft und Recht im FokusBetriebswirtschaftliche und juristische Themen ergänzen seit je-her das technische Fachprogramm der BetonTage. Im Podium 4Wirtschaft und Recht stehen dieses Mal das neue Mediations-gesetz, haftungs- und vergütungsrechtliche Fragen im Baurecht,die Arbeitssicherheit sowie Maßnahmen zur Rekrutierung vonFachkräften auf dem Programm.

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

PLANEN UND BAUEN MIT BETONFERTIGTEILEN

Weißzement für SanierungsimmobilieDer ehemalige Poseidonkomplex, Teil der charakteristischen Frank-furter Skyline, wird künftig Sitz der ING-DiBa. Das Gebäude erfährtderzeit eine vollständige Sanierung und optische Umgestaltung. DieDeka Immobilien baut das Gebäudeensemble um und stockt es teil-weise auf. Mit der Herstellung der Fassadenelemente wurde die Arge Hentschke Bau Gmbh und Fiber-Tech Products GmbH beauf-tragt, die den Weißzement der Firma Holcim verwendet.

Bisher bestand der Gebäudekomplex aus zwei Hochhäusern mitunterschiedlichen Geschosszahlen und einer niedrigeren Rotun-de. Die charakteristische Fassade war durch vertikal verlaufen-de Blech- und Fensterbänder nadelstreifenartig gegliedert. Das Architekturbüro Schneider und Schumacher, Frankfurt, über-nimmt die Sanierungspla-nung und hat sich dafür ent-schieden, dem Objekt einvöllig neues Erscheinungs-bild zu verleihen. Das zu-nächst niedrigere Hochhauswird aufgestockt und so andie Höhe des größeren ange-glichen. Die Rotunde weichteinem Verbindungsbau.Doch die auffälligste Verän-derung besteht in der Fassa-dengestaltung. Deren vertika-le Gliederung wird zuguns-ten einer eher horizontalenaufgehoben. Die Gründehierfür sind sowohl pragma -tischer als auch ästhetischerNatur. Erstens bringt dieneue Fensteraufteilung einebessere Beleuchtung der Bü-roräume mit sich. Und zwei-tens war es den Architektenwichtig, ein einheitliches Ge-samtbild der alten und neuenGebäude zu schaffen. Infol-gedessen wählten sie auchfür alle Fassaden das gleicheMaterial – Glas und vorge-hängte Elemente aus weißemHPC-Sichtbeton.

Weißzement

Diese haben eine durch-schnittliche Breite von 60 cmbei einer Länge von 150 bzw.380 cm und werden durchdas Betonfertigteilwerk desBauunternehmens Hentsch-ke Bau gefertigt. Als Grund-lage hierfür dient der weißeZement, den der HerstellerHolcim (Slovensko), unterdem Namen Holcim WhiteCement (slow) CEM I 52,5Nanbietet. Hierbei handelt essich um einen äußerst eisen-armen Portlandzement, derin einem aufwendigen Ver-

fahren hergestellt wird. Im Vergleich zu seinem grauen Pendantbietet er zahlreiche ästhetische Vorteile. Beispielsweise kommendurch Holcim white bei entsprechenden architektonischen An-forderungen die Gesteinskörnungen (z. B. Marmor oder Kalk-sandstein etc.) des Betons besonders schön zur Geltung, wasder Planer als gestalterisches Element nutzen kann. Wird derBeton durchgefärbt (z. B. durch die Zugabe von Pigmenten), las-sen sich mit weißem Zement in der Regel wesentlich brillantereFarben erzielen, als dies mit Beton aus Grauzement möglich ist.Zudem eignet er sich für normativen bis hin zu hochfestem Be-ton, mit ihm lassen sich alle gewünschten Festigkeitsklassen er-reichen. Dies und vor allem die strahlend weiße Farbe ist derGrund, warum die Verantwortlichen des Sanierungsobjektesden Holcim-Weißzement für die Fassadenelemente auswählten.Doch bevor der beauftragte Fertigteillieferant Hentschke Bau

mit der Herstellung der Fassadenplatten beginnen konnte, wa-ren ausgiebige Forschungs- und Entwicklungs arbeiten bei derBetonrezeptur nötig.

Geänderte Statik bedingt besondere Betonrezeptur

Die Pläne der Architekten (s.o.) sahen vor, einen Teil des altenGebäudeensembles aufzustocken. Dafür war die ursprünglicheGründung bzw. deren Statik nicht ausgelegt. Das hatte einer-seits zur Folge, dass diese durch eine Bohrpfahlwand statischunterstützt werden musste und für die Fassade eine möglichstleichte Konstruktion notwendig war. Üblicherweise haben vor-gehängte Betonfassadenplatten eine Stärke von mindestens 8cm. Solche Betonplatten wären jedoch für das Sanierungsobjektviel zu schwer gewesen, weshalb eine Möglichkeit gefundenwerden musste, dünnere Elemente zu fertigen, die dennoch

bruchsicher waren und das Erscheinungsbild sowie den hapti-schen Charakter von Beton behielten. Die Lösung bestand imEinsatz von Kurzfasern. Dabei wird dem Beton je nach ge-wünschtem Effekt eine gewisse Menge an AR-Glasfasern zuge-geben. Dadurch erhöht sich die Zug- und Druckfestigkeit desBetons, und wesentlich dünnere Elemente lassen sich realisie-ren. Für die Entwicklung der richtigen Rezeptur arbeiteten dieIngenieure der Firma Hentschke Bau GmbH eng mit der Tech-nischen Universität Chemnitz zusammen und benötigten unge-fähr zwei Monate, um das richtige Mischungsverhältnis zu er-mitteln. Inzwischen stellt der Fertigteillieferant in einer Sieben-tagewoche mehr als 350 Elemente her und hat die Aufgabe, bisEnde 2012 weit über 10.000 HPC-Weißbeton-Fassadenplattenzu liefern. Um diesen eine größere Stabilität und ein anspre-chendes Erscheinungsbild zu verleihen, entschieden sich diePlaner dafür, die Platten an den Seiten aufzukanten. Dadurchergibt sich ein angenehmes Schattenspiel an der Fassade, dassdiese plastisch erscheinen lässt. So erhält der künftige Firmen-sitz der ING-DiBa, das LEO-Haus, ein stimmiges und ästheti-sches Erscheinungsbild.

Dipl.-Ing. Claudia El Ahwany

Weitere Informationen:Hersteller und Lieferant der Fassadenplatten:Hentschke Bau GmbH, Herr Sören Trillenberg, Zeppelinstraße 15, 02625 Bautzenhttp://www.hentschke-bau.de

Weißzementlieferant:Holcim (Slovensko) a.s., SK-906 38 Rohozník/Slovakia, Herr Sven Thorenz, Tel. +49 (0)172 7132095, Fax: +49 (0)172 7132095, www.holcim- white.sk

Bild 1 Aus dem ehemaligen Poseidon-Komplex wird durch eine vollständi-ge Sanierung zukünftig das LEO-Haus.

Bild 2 Die Fassade des Gebäudes wird mithilfe von Weißzement der FirmaHolcim gefertigt, er ermöglicht strahlend weißen Beton

Bild 3 Für die Fertigung der HPC-Weißbeton-Fassadenplatten kamen Glas-fasern und Weißzement der Firma Holcim zum Einsatz

Cemex-Elementdach als Holz-Beton-Verbundkonstruktion

Brandschutz, Lärmschutz, ein angenehmes Wohnklima: Das massiveElementdach will die Vorteile der Betonbauweise zum Preis einesherkömmlichen Zimmermannsholzdachs vereinen. Mit präzise vor-gefertigten Systemkomponenten sollen Fachfirmen schnell und ein-fach hochwertigen Wohnraum herstellen können.

Auf dem Werksgelände der Cemex Beton-Bauteile GmbH inBad Dürkheim steht das Teilmodell eines Reihenhauses in derGröße 1:1. Hier wurde das neu entwickelte massive Element-dach zunächst testweise eingebaut. Die Besonderheit: Die Ele-mente liegen parallel zum First des Satteldachs auf den Giebel-wänden, ebenso die 24 mal 8 cm starken Holzbalken, mit denensie verbunden sind. Das Dach ist also quergespannt, was dieSpannweiten verringert und damit die Kosten. Den Dachab-schluss bilden 5 m breite und 6 cm dicke Betonfertigteile. ImVersuchsstadium habe das Elementdach überzeugt; jetzt lässtdie Deutsche Reihenhaus AG in einem Pilotprojekt elf Objektein Köln mit den hochwertigen Elementdächern ausstatten.

Mehr Komfort zu vergleichbaren Kosten

Zunächst wird die Cemex Beton-Bauteile GmbH Elementde-cken für Reihen- und Doppelhäuser mit klassischem Satteldachanbieten, die standardmäßig zwischen vier und sechs Meternbreit sind. Dieser Anwendungsbereich minimiere den techni-schen Aufwand und mache ein günstiges Preisleistungsverhält-

nis möglich. Die Betonfertigteilspezialisten sind zuversichtlich,damit eine echte Alternative zum klassischen Holzdach anbie-ten zu können.

„Mit einem hochwertigen massiven Elementdach bekommt derKäufer mehr Komfort bei vergleichbaren Kosten: Geborgenheit,Ruhe und ein wohliges Raumklima bis unters Dach. Die Vor -züge aus der Logistik sparen wertvolle Zeit und Geld. Damitkann sich ein Bauträger im urbanen Markt positiv hervorhe-ben“, erklärt Volker Weidemann, Gesamtbetriebsleiter der Cemex Beton-Bauteile GmbH.

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Bild 1 Mehr Komfort bei vergleichbaren Kosten und die Vorzüge aus der Logistik sparen wertvolle Zeit und Geld

100. Hybridturm startet zur Windernte

Mit der Entwicklung von hohen Windkrafttürmen und einem effek -tiven Montagesystem leistet Max Bögl nun schon seit 2010 einenwichtigen Beitrag zur Energiewende. Bereits die erste Windener-gieanlage in Hybridbauweise überzeugte aufgrund ihrer Höhe undLeistungsstärke. Jetzt feiert die Firmengruppe die Errichtung ihres100. Windenergieturmes im BMW Werk Leipzig.

Künftig werden vier Windenergieanlagen mit Hybridtürmen füreine direkte Stromversorgung der Automobilproduktion imBMW Werk Leipzig sorgen. Der so gewonnene Strom decktden kompletten Jahresbedarf der künftigen Produktion der Elek-trofahrzeuge. Betreiber der Windkraftanlagen wird Deutsch-lands führendes Unternehmen in der Entwicklung von Wind-energieprojekten, die wpd AG aus Bremen, sein. Das BMWWerk Leipzig hat mit wpd einen langfristigen Vertrag über dieAbnahme des produzierten Stroms zur direkten Verwendungauf dem Werksgelände geschlossen. Im Auftrag des Windener-gieanlagen-Herstellers Nordex führt Max Bögl die Fertigung, Lo-

Dämmschicht sorgt für angenehmes Klima

Es ist nur konsequent, die Vorteile des Baustoffs Beton auch fürdas Dach zu nutzen. Ein Elementdach aus massivem Betonschützt dank seiner großen Masse vor Geräuschbelastung – zumBeispiel durch Fluglärm, Regen, Sturm -, verbessert den Brand-

schutz und bringt im Zusammenspiel mit einer darüber liegen-den Dämmschicht eine gute Speicherfähigkeit mit: Die Phasen-verschiebung sorgt im Sommer dafür, dass die angenehme Küh-le der Nacht am warmen Tag lange nachwirkt, im Winter wirddie Wärme lange im Beton gehalten.

Das neue Systembauteil, eine Holz-Beton-Verbundkonstruktion,wurde von der Cemex Beton-Bauteile GmbH in Zusammenar-beit mit der Cemex Research Group mit Sitz im schweizeri-schen Biel entwickelt. Es kombiniert die jeweiligen Stärken derBaustoffe, um sowohl den konstruktiven als auch den statischenAnforderungen auf einfache Weise gerecht zu werden.

Der aus natürlichen Materialen hergestellte Beton bietet klima -tische Vorteile und ist prädestiniert für die großflächige Vorferti-gung mit integrierten Einbauteilen. So entsteht ein nachhaltigesund statisch leistungsfähiges System. Angepasste Konsolen derGiebelwände nehmen die Kräfte der quer gespannten Dach -elemente 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

Bild 2 Das neue Systembauteil, eine Holz-Beton-Verbundkonstruktion, wurde von der Cemex Beton-Bauteile GmbH in Zusammenarbeit mitder Cemex Research Group mit Sitz im schweizerischen Biel entwickelt.

Bild 3 Das quergespannte Dach verringert mit der Spannweite die Kosten

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gistik und Montage der Betontürme aus. Die erfolgreich abge-schlossene Turmmontage Ende November 2012 war Grundzum Feiern, da mit ihr der 100. Windenergieturm System MaxBögl errichtet wurde.

Effiziente Stromausbeute dank Hybridturm-Technik

Den Grundstein für den erfolgreichen Einstieg in den Markt dererneuerbaren Energien legte Max Bögl mit der innovativen Ent-wicklung, Planung und dem Bau einer neuen Generation vonhohen Türmen für Hochleistungswindräder im Binnenland. Füreine effiziente Windausbeute und Stromgewinnung sind großeWindkrafttürme mit Höhen von weit über 100 m von entschei-dender Bedeutung. Mit konventionellen Bautechniken sind Tür-me in diesen Dimensionen wirtschaftlich kaum mehr zu realisie-ren. Die ideale Lösung bietet Max Bögl mit der innovativen Ent-wicklung von Türmen in hybrider Bauweise. In enger Zusam-menarbeit mit dem eigenen Stahl- und Anlagenbau sowie derAbteilung Forschung und Entwicklung entstand 2010 erstmaligein Hybridturm aus Spannbeton und Stahl für eine der bis datoleistungsstärksten Onshore-Windanlagen in Bayern – ein Wind-kraftturm der 3,4-MW-Klasse mit 128 m Nabenhöhe auf demWinnberg nahe Neumarkt. Heute liefert die Max Bögl Wind AGserienmäßig Hybridtürme für verschiedene Anlagentypen von2,4 bis 3,4 MW und Rotordurchmesser von 100 und 117 m annamhafte Windenergieanlagen-Hersteller. Die Turmhöhen vari-ieren dabei zwischen 120 und 145 m Nabenhöhe. Eine optimaleLösung für die Montage der Türme ist der Einsatz eines zusam-men mit der Firma Liebherr entwickelten, selbstkletterndenTurmdrehkrans. Durch die Verankerung Kranfußes auf demFundament, hat der Montagekran einen extrem geringen Platz-

bedarf. Daraus ergeben sich entscheidende Vorteile bei demBau von Windrädern in Waldgebieten. Die Montage kann biszu Windgeschwindigkeiten von 20 m in der Sekunde erfolgen.

Fachkompetenz in Beton und Stahl

Max Bögl zählt zu den führenden Fertigteilherstellern inDeutschland. Antrieb und Motivation zur Eigenentwicklung derhybriden Windkrafttürme entsprangen der hohen Fachkompe-tenz der Firmengruppe in der Konstruktion und Fertigung hoch-präziser Betonfertigteile. Die Anpassung des Hybridturms, wel-che eine Kombination aus Betonfertigteilen und Elementen ausStahl als Turmspitze darstellt, erfolgte gemeinsam mit interna-tional führenden Anbietern von Windenergieanlagen. Gefertigtwerden die leistungsstarken

Windkrafttürme in den firmeneigenen Produktionsstätten inSengenthal. Gleich einem modularen Baukastensystem werdendie an der Kontaktfuge geschliffenen Betonfertigteilringe „tro-cken“ aufeinander gesetzt. Nach dem Spannen der Segmentedurch Stahlseile im Inneren des Turmes erfolgt anschließend dieMontage der Stahlsegmente für die Turmspitze.

Frischer Wind in der Region

Mit der Errichtung leistungsstarker Windenergieanlagen beweistMax Bögl, dass nicht nur an Küstenstandorten im NordenDeutschlands, sondern auch in den südlichen Regionen Windzur Erzeugung von Energie optimal genutzt werden kann. Bes-tes Beispiel dafür ist Bayerns größter Bürgerwindpark in Ber-

ching, der im Herbst 2012 ans Stromnetz gegangen ist. Um auchden kommenden Generationen eine lebenswerte Umwelt zu si-chern, setzt die Firmengruppe ihr umfangreiches Know-howund technologisches Wissen ein und leistet mit dem Hybridturmeinen wesentlichen Beitrag. Einen Schritt weiter in RichtungEnergiewende geht man mit dem Windenergiefonds maxwind.Als Generalunternehmer sorgt die Firmengruppe nicht nur fürdie komplette Planung und bauliche Umsetzung von Windener-gieanlagen, sondern investiert mit dem eigenen Fonds auchselbst in Anlagen in Süddeutschland. Als attraktive Alternativezu konventionellen Geldanlagen bietet Max Bögl mit demFonds maxwind den Menschen in der Region die Möglichkeit,sich ganz persönlich an der Energiewende zu beteiligen.

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

Bahnbrechendes Flächen-Heizkonzept mit schneller Reaktionszeit

In nur sieben Monaten Bauzeit wurde im Vogtland eine Villa mit besonderen Ansprüchen gebaut. Auf Empfehlung des ArchitektenUlrich Wagner aus Ellefeld wurde auf drei Geschossen mit je ca.170 m² eine innovative DX-Therm Raumklimadecke mit Decken -heizung, -kühlung und -lüftung eingebaut.

Dem Bauherren war die Nutzung von regenerativen Energie-techniken ein besonderes Anliegen und eine Flächenheizungmit der Möglichkeit der schnellen Raumtemperaturregelung.Deshalb wählte der Architekt zur Energiegewinnung eine Luft-Wasser-Wärmepumpe und als Flächenheizung eine reaktions-schnelle Raumklimadecke.

Die DX-Therm Klimadecken lieferte die oberfränkische Bau-technik-Ideenschmiede Dennert aus Schlüsselfeld. Die Wärme-pumpe sorgt dafür, dass das warme Wasser durch die Registerder Raumklimadecken fließt, die das Gebäude in der kalten Jah-reszeit mit angenehmer Strahlungswärme wohl temperieren. ImSommer kann das Haus durch die gleichen Register mit kaltemWasser auf Wohlfühltemperatur abgekühlt werden. „Für dieseKühlung zahlen die Bewohner keinen Cent. D. h. allein für denStrom für die Umwälzpumpe, die das Wasser in die Raumklima-decken befördert, fallen pro Jahr ein paar Euro an“, erläutertder Architekt. Trotz großer Fensterfronten und offener Wohnbe-reiche ist wegen des geringen Energieverbrauchs neben derWärmepumpe keine Zusatzheizung erforderlich. Die wohligeWärme oder angenehme Kühle wird in Form von Wellen gleich-mäßig und wohngesund in jeden Winkel des Raumes geführt.Das sorgt für ein herausragendes Raumklima bei niedrigemEnergieverbrauch.

Die wohltuende Wirkung von Wärmestrahlen kennt jeder vonder Sonne, auch in der Natur kommt die Wärme übrigens in der

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

Bild 1 Bei dieser Villa im Vogtland kam auf Empfehlung des Architekten inden drei Geschossen (je ca. 170 m²) die DX-Therm Raumklimadeckemit Deckenheizung, -kühlung und -lüftung von Dennert zum Einbau.

Regel von oben. Die Raumluft wird nur indirekt über die war-men Oberflächen erwärmt und nicht direkt wie bei herkömm -lichen Heizkörpern. Weil die Deckentemperatur mit ca.25–28 °C immer niedriger als die Körpertemperatur ist, bleibtverblüffender weise auch der Kopf immer kühl. „Die innovativeDX-Therm von Dennert ist eine massive Geschossdecke, die systematisch zur energiesparenden Raumklimadecke weiterent-wickelt wurde. Die volle Fläche der Unterseite der Fertigdeckewird zum Heizen, Kühlen und Lüften genutzt“, erläutert Chris-toph Wirth von Dennert. Da Heizkörper nicht mehr erforder-lich sind, können Einrichtungen und Fenstertüren nach Belie-ben positioniert werden.

Im Unterschied zur Fußbodenheizung hat man beim Bodenbe-lag freie Wahl und eine sehr schnelle Reaktionszeit. Im Ver-gleich zur Wandheizung können Möbel beliebig platziert wer-den und ein Umbau ist jederzeit möglich. Die Konvektionswär-me und die damit verbundene ungesunde Staubverwirbelungsind im Unterschied zu allen anderen Heizsystemen laut RWTH Aachen bei der Raumklimadecke gleich Null. Das bahnbrechen-de 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

Bild 2 Die Bauzeit für die Villa betrug nicht zuletzt wegen der einfach ver-baubaren Geschossdecken DX-Therm lediglich 7 Monate.

Effiziente Durchstanzbewehrung für Fertigteilwerke

Peikko bringt unter dem Namen „PSB-F“ eine bauaufsichtlich zuge-lassene (ETA …) Durchstanzbewehrung auf den Markt, die speziellauf die Anforderungen von Fertigteilwerken ausgerichtet ist. DasSystem wurde gemeinsam mit zukünftigen Anwendern entwickeltund bietet vor allem für Werke mit hohem Automatisierungsgradentscheidende Vorteile.

Unter anderem besteht das komplette „PSB-F“-System aus nurdrei Komponenten. Dies bringt für die Fertigteilwerke mit ei-nem minimalen Lagerbestand ein Höchstmaß an Flexibilitätund Effizienz mit sich. Durch gezielte Lagerbestellungen wer-den zudem Frachtkosten gespart.

Einfache Montage

Ein weiterer wichtiger Vorzug der innovativen Durchstanzbe-wehrung ist ihre einfache und schnelle Verlegung. Zunächstwerden die „PSB-F-Leisten“ auf den gekennzeichneten Stellenplatziert. Die geforderte Betondeckung wird mit den PSB-Ab-standshaltern definiert, welche der Hersteller in verschiedenenHöhen anbietet. Im nächsten Arbeitsschritt verlegt einBewehrungs roboter die untere Biegebewehrung und die Gitter-träger. Da zu diesem Zeitpunkt die Bolzen nicht vorhandensind, kann dies ohne Behinderung erfolgen. Nach diesem Ar-beitsschritt werden die PSB-F-Bolzen montiert. Hierfür klicktder Anwender sie einfach in die Langlöcher der PSB-F-Leisten.Die Langlöcher bieten eine ausreichende Montagetoleranz, so-dass sich die Bolzen einwandfrei befestigen und ausrichten las-sen. Anschließend wird das Deckenelement betoniert.

Sichere Planung

Peikko unterstützt seine Kunden gern bei der Planung und Aus-wahl, der für die individuelle Bauaufgabe geeigneten PSB-F-Bol-zen, -Leisten und Abstandshalter. Einerseits bietet man mit dem„Peikko-Designer“ eine einfach zu bedienende Bemessungssoft-ware an, andererseits stehen die Mitarbeiter des Unternehmensfür Rückfragen jederzeit zur Verfügung. Das Unternehmen istschon seit über 45 Jahren im Bausektor tätig und zählt zu denskandinavischen Marktführern im Bereich Befestigungstechnikfür Stahlbetonfertigteile.

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

Bild 1 Das Peikko-“PSB-F“-System wurde speziell für Fertigteilwerke ent-wickelt. Es besteht aus nur drei Elementen.

Bild 2 Die Montage des „PSB-F“-Systems ist auf Fertigteilwerke mit einemhohen Rationalisierungsgrad ausgerichtet. Zunächst werden dieLanglochleisten verlegt.

Bild 3 Ein Bewehrungsroboter bringt die notwendige Bewehrung und Gitt-erträger ein. Da keine Bolzen herausstehen, lässt sich die Verlegungreibungslos durchführen.

Mit Hohlkörperdecken Material -einsparung leicht gemacht

Eine vollständige Lebenszyklus-Analyse der international paten -tierten Cobiax-Hohlkörpertechnologie zeigt: Dank ihrer nachhalti-gen Gewinnung aus 100-prozentig recyceltem Kunststoff verfügenCobiax-Hohlkörpermodule über eine hervorragende Öko-Bilanz. Zudem verringern die Module den Ausstoß an umwelttoxischenSchadstoffen um bis zu 20 %. Damit schaffen sie eine wesentlicheVoraussetzung für eine nachhaltige Bauweise.

Die kugelförmigen Hohlkörper verdrängen den schweren Betonin der Decke und sparen damit bis zu 35 % Beton und bis zu20 % Bewehrungsstahl pro m². Zusätzlich optimiert das verrin-gerte Deckengewicht die ganzheitliche Rohbaustruktur, da last-abtragende Bauteile und Fundamente geringer dimensioniertwerden können als bei vollmassiver Bauweise. Diese Werte hat

Cobiax, der weltweit erste Anbieter vonHohlkörpermodulen mit bauaufsichtli-cher Zulassung, nun in einer unabhängi-gen Umwelt-Produktdeklaration (EPD)festgehalten.

Enormes Einsparpotential

Öffentliche wie private Gebäu-de werden immer öfter auch un-ter ökologischen und nachhalti-gen Aspekten bewertet. Nebenden eingesetzten Ressourcen inder Produktion der Baustoffeund Bauteile werden bei dieserökologischen Dimension derNachhaltigkeit auch zuneh-mend Analysen des gesamtenLebenszyklusses bedeutsam.„Als eines der ersten Unterneh-men überhaupt waren wir mitunseren Produkten im Naviga-tor der Deutschen Gesellschaftfür Nachhaltiges Bauen gelis-tet“, erklärt Dr.-Ing KarstenPfeffer, Geschäftsführer von

Cobiax Technologies in Deutschland.„Ausschlaggebend hierfür war die um-weltverträgliche Gewinnung unseresRohstoffes aus recyceltem Kunststoff,aber auch das enorme Einsparpotentialdas unsere Hohlkörpermodule in derpraktischen Anwendung mit sich brin-gen.“ Als unabhängige Plattform bietetder Navigator der Deutschen Gesell-schaft für Nachhaltiges Bauen (DGNB)Planern und Architekten einen validenÜberblick über die Produkte, welche dieKriterien für eine nachhaltige Gebäude-planung erfüllen.

Nachweislich nachhaltig

Derzeit existiert eine Vielzahl von Nach-haltigkeitszertifikaten um Gebäude aus-zuzeichnen. Als wichtigste nationale Aus-zeichnung gilt die Zertifizierung der

DGNB. Aber auch die weltweitführende „Environmental As-sessment Method des Building Research Establishment“(BREEAM) und das „Leader-ship in Energy and Environ-mental Design“ (LEED) gewin-nen zunehmend an Bedeutung.Eine der wichtigsten Grundla-gen für diese Bewertungen stel-len die Umwelt-Produktdeklara-tionen (EPD) dar. Um dieNachhaltigkeit seiner Hohlkör-permodule noch genauer zu be-legen, verfügt Cobiax nun übereine solche Deklara tion – mitbeeindruckenden Werten: Be-reits die Summe aller Primär-vorteile, nämlich die reine Ma-

terialeinsparung in der Stahlbetondeckeselbst, macht Hohlkörperdecken absolutkostenneutral – oftmals sogar günstiger.Zusätzlich senkt die Technologie das De-ckengewicht um bis zu 35 %. Dies ermög-

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Bild 1 Dank ihrer nachhaltigen Gewinnung aus 100-prozentigrecyceltem Kunststoff verfügen Cobiax-Hohlkörper-module über eine hervorragende Öko-Bilanz und ver -ringern den Ausstoß an umwelttoxischen Schad-stoffen um bis zu 20 %.

Bild 2 Cobiax liefert seine Hohlkörpermodule invorgefertigten Bewehrungskörben aufder Baustelle an. Eine LKW-Ladung Cobiax-Hohl körpermodule ersetzt dabeiim Schnitt sieben Betonmischfahrzeuge

Bild 3 Vollständiges Rezyklat: Unterschiedliche Farbgebun-gen der Cobiax-Hohlkörper sind der nachhaltigen Rohstoffgewinnung aus recyceltem Kunststoff ge-schuldet

licht es, lastabtragende Bauteile wie Wände und Fundamentegeringer zu dimensionieren, wodurch sich bedeutende Kosten-einsparungen in der Rohbaustruktur realisieren lassen. DerRückgriff auf Hohlkörpermodule spart dabei vor allem die ener-gieintensiven Baustoffe Beton und Stahl. Dies verringert dieUmweltbelastung durch Schadstoffe, wie beispielsweise CO2,um bis zu 20 %. „Der Rückgriff auf unsere Hohlkörpertechnolo-gie lässt eine nachhaltig wertoptimierte Immobilie entstehen“,so Pfeffer. „Das 100-prozentige Rezyklat, aus dem die Hohlkör-per bestehen, garantiert auch bei einem etwaigen Rückbau eineumweltschonende Entsorgung und wirkt sich somit im gesam-ten Lebenszyklus positiv auf die Öko-Bilanz von Modul und Ge-bäude aus.“

Mehrfach preisgekrönte Technologie

Für ihre ökologische Wirksamkeit und Innovationskraft wurdendie Cobiax-Hohlkörpermodule daher in den vergangenen Jahrenmehrfach mit internationalen Preisen gewürdigt: Auf der renom-mierten Messe „Swissbau“ im Basel verlieh die Fachjury derTechnologie 2010 den Schweizer Umweltpreis in der Kategorie„Technische Innovation“. Zudem zeichnete das Bundesministe -rium für Wirtschaft und Technologie die Module mit dem Deut-schen 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 herumgebaut

Betonfertigteilspezialist Lehde hat beim Bau einer neuen Produk -tionshalle für den Maschinenbauer und Hersteller von Lackier -anlagen und Fördertechnik Venjakob eine ungewöhnliche Methodikangewandt. Die 12 m hohe und etwa 2.500 m2 große Fertigungsstättewurde in mehreren Schritten direkt über einen niedrigeren, bereitsbestehenden Produktionsbereich (Höhe 6 m) herum errichtet. Ab-schließend erfolgte die Demontage der alten Stahlkonstruktion.Diese unkonventionelle Herangehensweise war vor allem der räumlichen Enge auf dem Venjakob-Betriebsgelände geschuldet.

Außerdem konnten so die Pro-duktionsprozesse in direkter Nähe der Baustelle nahezu un-gehindert weiterlaufen. Lehde-Prokurist Burkhard Bögge da-zu: „Dieser Auftrag hielt gleich einen ganzen Strauß kniffligerAufgaben bereit. Wir habensämtliche Herausforderungensouverän gemeistert undkonnten einmal mehr die be-sonderen Vorteile der Fertig-teil-Bauweise herausstellen.“

Für den Auftrag in Rheda-Wie-denbrück fertigte und montier-te Lehde rund 100 Betonfertig-teile. Die Stützen und Dach-binder waren dabei bis zu

Tragwerks-verstärkung

Roxeler Betonsanierungs-gesellschaft mbH Otto-Hahn-Straße 7 48161 MünsterTelefon: 02534 6200-0Telefax: 02534 6200-32

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von Stahlbeton mit Stahl- oder Kohlefaserlamellen, Kohlefasersheets oder Spritzbeton

Beratung und AusführungAnwendungen: Nutzlasterhöhung Änderung des statischen Systems Ergänzung fehlender oder korrodierter

Bewehrung Auswechselbewehrung für das nach

trägliche Anlegen von Treppen- oder Fahrstuhlöffnungen

20 m lang und 12 t schwer. Der Bauherr hatte sich gegen eineerneute Stahlkonstruktion entschieden, um von günstigenBrandschutzeigenschaften profitieren zu können. Denn wäh-rend Stahlbauten nachträglich noch mit Brandschutzsystemenaufwändig geschützt werden müssen, ist der Aufwand bei Betondeutlich kleiner:

Betonkonstruktionen bieten in sich schon baulichen Brandschutz.

Selbst Temperaturen von mehreren hundert Grad Celsius kön-nen ihnen nichts anhaben. Die herkömmliche Ortbetonweiseschied bei dem Hallenneubau aus, da die Bauzeit mit Fertigtei-len spürbar reduziert werden sollte: Deren Montage, die in zweiBauabschnitten erfolgte, dauerte letztlich zusammengerechnetnur knapp vier Wochen. Bevor jedoch die ersten Betonfertigtei-le verbaut werden konnten, mussten zunächst die Fundamentefür die neue Halle betoniert werden.

Dann wurden in das Dach der alten Halle Löcher eingeschnit-ten, durch die die neuen Stützen von einem Autokran mit einerTraglast von 300 t hineingelassen wurden. Das war eine äußerstkniffelige Angelegenheit, bei welcher der Kranfahrer per Funkzentimetergenau instruiert werden musste.

Eine weitere Herausforderung ergab sich aus der räumlichenEnge auf dem Betriebsgelände: Nachdem ein Teil der Binderund Abfangträger montiert worden war, musste zunächst einTeil der Dacheindichtung und ein Teil der Fassade erstellt wer-den, bevor der restliche Teil der Halle zugebaut werden konnte.

Die Halle musste aus produktionstechnischen Gründen neu ge-baut werden, denn die alte Fertigungsstätte war mit ihrer Höhevon rund 6 m für die aktuellen Anforderungen schlichtweg zuniedrig. Der Platz reichte weder für die Fertigung der neuestenBauteile 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

Die 12 m hohe und etwa 2.500 m2 große Fertigungsstätte wurde in mehrerenSchritten direkt über einen niedrigeren, bereits bestehenden Produktions -bereich (Höhe 6 m) herum errichtet. Nachdem die Fundamente für die neueHalle betoniert waren, wurden in das Dach der alten Halle Löcher einge-schnitten, durch die die neuen Stützen von einem Autokran mit einer Traglastvon 300 t hineingelassen wurden.

REGELUNGEN ZUR DAUERHAFTIGKEIT VON BEFAHRENEN PARKDECKS

Dauerhaftigkeit von Oberflächen -schutzsystemen für Parkbauten

Seit dem Erscheinen des DBV-Merkblatts Parkhäuser und Tiefgara-gen, Ausgabe September 2010 [1], wird in der Fachwelt kontroversüber das Thema „Maßnahmen zur Sicherstellung der Dauerhaftig-keit bei ParkbautenÒ diskutiert. Ein wichtiger Bestandteil dieserMaßnahmen sind die begeh- und befahrbaren Oberflächenschutz-systeme.

Die heute meist verwendeten Oberflächenschutzsysteme OS 8und 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 ge-eignet.

Eine Abdichtung mit Schweißbahn und Gussasphalt vereint diese beiden Eigenschaften; Nachteile sind jedoch das hohe Gewicht und die Einbauhöhe, was sich vor allem bei mehrge-schossigen Parkbauten bemerkbar macht.

Vor einigen Jahren hat deshalb die tedema GmbH [2] Systemeentwickelt, die sich aus einer hoch rissüberbrückenden Polyure -than-Flüssigfolie und einer Kaltbitumenschicht zusammenset-zen. Diese OS 10 Systeme haben eine sehr hohe Rissüberbrü-ckung (Gesamtsystem IVT+V) und sind für sehr starke mechani-sche Belastungen ausgelegt. Die Gesamtschichtdicke liegt jenach System zwischen 8 und 20 mm.

Wenn Optik eine Rolle spielt

Für Bereiche, in denen aus optischen Gründen eine Farbigkeitder Bodenflächen gewünscht ist, stehen OS 10 Systeme mitKunststoffdeckschicht anstatt bituminöser Schutzschicht zurVerfügung. Als Kunststoffdeckschicht wird eine Epoxi-Polyure -than-Kombination eingesetzt, diese hat ein besseres Kornein -bindeverhalten als übliche, aus den OS 11 Systemen bekanntenPolyurethan-Deckschichten.

Bei einer Epoxi-Polyurethan-Kombination handelt es sich umkeine neue Technologie. Vielmehr war das in der Anfangszeitder elastischen Parkhaussysteme bei den führenden Herstellerndas Standardbindemittel. In den 1980er Jahren wurden zuerstteerhaltige Epoxi-Polyurethane – woraus der seinerzeit amMarkt sehr bekannte Markenname Concretin TEP entstand –eingesetzt. Schon damals bestand das System aus einer Epoxid-harzgrundierung, einer Schwimmschicht aus teerhaltigem Epoxi-Polyurethan und einer Deckschicht mit Einstreuung ausdemselben Bindemittel. Eine Deckversiegelung war zu der Zeitnicht üblich. Die Systeme hatten aber auch ohne diese heutzuta-ge obligatorische Systemkomponente eine gute Verschleißfestig-keit.

Nachdem teerhaltige Produkte aus gesundheitlichen GründenAnfang 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.

Im Laufe der 1990er Jahre wurden von mehr und mehr Herstel-lern reine Polyurethansysteme als OS 11 Systeme angeboten, dadieses Bindemittel günstiger herzustellen ist.

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.

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.

TERMINGERECHTHERGESTELLT

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

Bewährt und zuverlässig

Insbesondere in den letzten beiden Jahren wurde von Betrei-bern und Planern wieder verstärkt der Ruf nach robusteren OS11 Systemen laut. Dies bewog die StoCretec GmbH, Parkbau-ten, die von 1997 bis 2003 mit StoPox TEP Multi Top beschich-tet wurden, auf ihren Zustand hin zu untersuchen.

Die größte mechanische Beanspruchung in Parkbauten tritt inden Kurvendrehbereichen der äußeren Räder in der Nähe derAus- oder Einfahrt auf. Die Erfahrung zeigt, dass bei reinen Polyurethansystemen, sobald die Deckversiegelung abgefahrenist, ein rascher Verschleiß der hauptsächlich wirksamen Ober -flächenschutzschicht (hwO) erfolgt. Im Gegensatz dazu konnteauf keiner der untersuchten Flächen, trotz bereits seit längerer

Zeit abgefahrener Deckversiegelung, ein Kornabtrag der Deck-schicht festgestellt werden.

Diese Art von Abnutzung lässt sich relativ einfach ohne Entfer-nung der Beschichtung instand setzen, da die Einstreuschichtund der Verbund zum Untergrund intakt sind. Aufgrund dieserpositiven Erfahrungen hat StoCretec mit StoPox TEP Multi Topein OS 11a und ein OS 11b wieder zur Prüfung eingereicht. DieÜbereinstimmungszertifikate werden im Jahr 2013 zur Verfü-gung stehen.

Literatur[1] Merkblatt Parkhäuser und Tiefgaragen, 2. überarbeitete Aus-

gabe September 2010, Deutscher Beton- und BautechnikVerein 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

Bild 1 Bis auf die Grundierung abgeriebenes OS 11b-Polyurethan-Systemim Kurvendrehbereich eines stark frequentierten Parkhauses

Bild 2 Öffentliches Parkhaus mit 686 Stellplätzen Kurvendrehbereich 2011nach 14 Jahren Betrieb

Bild 3 Nahaufnahme: Deckversiegelung im Bereich kurvenäußeres Rad ab-gerieben – Abstreukorn noch komplett eingebunden

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 Gebäudeentstand in den 1980er Jahren in Fertigbeton-Bauweise. Die Rampenaus Stahlbeton wurden vor Ort erstellt. Die am stärksten bean-spruchten ersten beiden Parkdecks standen Ende November 2011zur Sanierung an. Den Zuschlag erhielt das Solinger Bauunterneh-men JUNG Bauflächentechnik. Es verfügt über umfangreiche Erfah-rung, Parkhäuser bei laufendem Betrieb zu sanieren. Dieses Argu-ment gab den Ausschlag für den Auftraggeber B + B Parkhaus GmbH& Co KG aus Düsseldorf.

Gerade in der umsatzstarken Vorweihnachtszeit kann sich keinBetreiber leisten, sein Parkhaus aufgrund von notwendigen Bau-maßnahmen zu sperren. Zum Einsatz kam das Weproof Bau-werks-Abdichtungssystem mit abP [DIN 18195] aus dem HauseWestWood.

Ablauf der Rampensanierung

Es herrschten typische Witterungsverhältnisse für diese Jahres-zeit: Die Temperaturen lagen zwischen 6° und 9° Celsius, die relative Luftfeuchtigkeit bei ca. 75 %. Auch bei diesen extremenBedingungen konnten die Arbeiten mit hochreaktiven PMMA-Harzen sicher ausgeführt werden. Hier die Arbeitsschritte imZeitablauf:

10:00 h Untergrund vorbereitenDie Fahrfläche und Anschluss-Bereiche wie Schrammbordewurden geschliffen sowie anschließend abgefegt und abgesaugt.

10:45 h Untergrund grundierenLeicht saugende Untergründe wie Beton erhalten eine filmbil-dende Absperr-Grundierung mit dem Wecryl Primer 276. Diesergenau wie alle anderen WestWood PMMA-Produkte funktionie-ren perfekt auch bei tiefen Temperaturen (bei bis zu 5 °C) undbei hoher relativer Luftfeuchtigkeit (bei bis zu 90 %). Nach einerkurzen Aushärtezeit von ca. 45 Minuten begannen die Mitarbei-ter, die Fläche zu überarbeiten.

12:07 h Untergrund egalisierenLunker, Ausbrüche und Vertiefungen verfüllten und verdichte-ten die Mitarbeiter flächenbündig mit einem in ca. 20 Minutenüberarbeitbaren Cryl-Mörtel.

12:20 h Details mit Vlies abdichtenFugen, Risse und Anschlüsse wie die Aufkantung an denSchrammborden erhielten eine vliesarmierte Abdichtung in folgenden Arbeitsschritten:

Bild 1 Die sensiblen Detail-Anschlüsse wurden mit Vliesarmierung abgedichtet.

Bild 2 Verlegen der zweilagigen, vliesfreien Abdichtung (hier rote Flex-Schicht), alles parallel zum fließenden Verkehr.

Die Mitarbeiter brachten die Vlieseinbett-Schicht (= rotes We-proof Flex RR 354) satt auf und arbeiteten das Vlies gekonnt,passend zugeschnitten, blasenfrei ein. Frisch-in-frisch folgte dieVliessättigungs-Schicht mit dem gleichen dauer-flexiblenPMMA-Harz. An sämtlichen Details ist dies Höchstmaß an Sicherheit erfor-derlich, damit nachträglich auftretende Risse von mehr als 1mm dauerhaft sicher überbrückt werden. Dafür sorgt das per-fekt abgestimmte Verhältnis zwischen Haftung und Zugfestig-keit in diesem System. Konkret heißt das: Die vliesarmierteFlüssigabdichtung löst sich eher partiell vom Untergrund, alsdass sie reißt, und schafft sich so die notwendige Dehnstrecke.

13:32 h Fläche ohne Vlies abdichtenZuerst zog ein Fachverleger die rote Flex-Schicht (Weproof FlexRR 354, ca. 3,2 kg pro qm) per Zahnrakel auf, die ein zweitermit einer Stachelwalze entlüftete und verschlichtete. Nach kur-zer Wartezeit folgte eine knappe Stunde später das Verlegen dergrünen Fixier-Schicht (Weproof Fix RR 359, ca. 1,6 kg pro qm)nach der gleichen Vorgehensweise.Die elastische Flex-Schicht absorbiert Bewegungen aus dem Un-tergrund bis zu einer Breite von 1 mm. Die Dehnung wird auf

die darüber liegende festere Fixier-Schicht übergeleitet. Dieseverteilt die Spannkräfte auf die Fläche.

15:12 h Aufkantungen versiegelnDas Versiegeln der Anschluss-Bereiche geschah per Fellrolle mitdem Wecryl Finish 288 in einem hellgrauen Farbton.

15:37 h Fahrbelag aufziehenDer Mitarbeiter zog die abschließende Verschleißschicht in Formdes mechanisch hoch belastbaren Wecryl Strukturbelags auf. Erarbeitete dabei mit einem Flächenspachtel, um eine optisch ein-heitliche und pflegeleichte Oberfläche zu erzielen. So erhielt diestark beanspruchte Rampe einen abriebfesten und rutschfestenNutzbelag, der mit ca. R 12 klassifizieren werden kann.

16:34 h Markierung aufbringenNach dem Einmessen und Abkleben wurde ein weißer Pfeilebenfalls mit dem Wecryl Finish 288 satt aufgetragen.

17:25 h Freigabe für den VerkehrKnapp 7,5 Stunden nach Arbeitsbeginn lief der Verkehr wiederwie gewohnt über die frisch sanierte Rampe.

Kosten-Reduktion ohne Sicherheits-Verzicht

Was bedeutet sichere Flächenabdichtung ohne Vliesarmierungfür den Bauherren? – Das Weproof-Bauwerks-Abdichtungssystemüberbrückt nachträglich entstehende Risse im Untergrund bis zu1 mm sicher. Zugelassen ist das System durch ein allgemeinesbauaufsichtliches Prüfzeugnis gemäß DIN 18195, Lastfall 4 bis 7.

Ohne Vliesarmierung bedeutet für den Auftraggeber: Er redu-ziert spürbar den Aufwand für Material und Lohn. Gleichzeitigerhält dieser eine Flüssigabdichtung mit geprüfter Sicherheit. InDeutschland bietet das nur der Hersteller WestWood an.

Weproof-Variante für die Parkdecks

Die anderen Flächen wurden ebenfalls parallel zum Verkehr miteinem ähnlichen Weproof-System saniert. Die Betonfläche wur-de Kugel-gestrahlt und Detail-Anschlüsse mit Vlies abgedichtet.Für die Fahrspuren und Stellflächen reichte die Verlegung dergrünen Flex-Schicht aus, denn hier bestand nur ein sehr gerin-ges Riss-Risiko. Die Oberflächengestaltung geschah mit demStrukturbelag. Per Intarsien-Beschichtung wurden die Pfeile inWeiß 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

Bild 5 Der Mitarbeiter zieht mit dem Flächenspachtel den hoch abriebfes-ten und rutschfesten Strukturbelag auf.

Bild 3 Das Parkdeck 1 – saniert mit einer We-proof Flächenabdichtung ohne Vlies, parallel zum fließenden Verkehr.

Bild 4 Knapp 7,5 Stunden nach Arbeitsbeginn fuhr das erste Fahrzeug wieder über die Rampe.

MOIST SCAN – Multischicht-Feuchtescans auf Betonbauwerken

Die Aufnahme von Rasterfeuchtemessungen ist eine seit über zehnJahren bekannte Technik für die Beurteilung des Feuchtestatus vonBauobjekten. Für Messungen auf großen Flächen hat sich der Mikrowellen-Mobilscanner MOIST SCAN in verschiedenen prak -tischen Anwendungsfällen bestens bewährt. Großflächige Bau -objekte wie Parkdecks und Tiefgaragen lassen sich damit schnell,einfach und vor allem vollständig untersuchen. Wassereintritts -stellen, Leckagen, feuchtegeschädigte Bereiche können per Mikro-wellenscan umfassend bewertet werden.

Die Messungen können dabei mit Mikrowellensensoren ver-schiedener Eindringtiefen in mehreren Tiefenschichten aufge-nommen werden. Diese neuen Feuchtesonden weisen sehr hoheMessgeschwindigkeiten auf und ermöglichen damit eine guteOrtsauflösung, 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 er-mitteln.

Zur Ausführung des Scanvorgangs wird der Scanner einfachspalten- oder zeilenweise über die zu messende Fläche gefahren.Die mögliche Verfahrgeschwindigkeit ist dabei sehr hoch, siekann bis zu etwa 1 m/s betragen (entspricht 3,6 km/h oder einem sehr schnell geschobenen Rasenmäher). Auch große Flä-chen von einigen tausend Quadratmetern können so in kurzerZeit aufgenommen werden.

Erstmals Feuchteverteilung auf großen Flächen mit hoher Ortsauflösung messbar

Feuchteverteilungen können damit zum ersten Mal auch aufgroßen Flächen vollständig und mit hoher Ortsauflösung aufge-nommen werden, was bisher mit keinem anderen Verfahrenmöglich ist. Gegenüber einzelnen zerstörenden Einzelmessun-gen ist die Qualität der Feuchteaussage um Größenordnungenbesser. Durch entsprechende Skalierung lassen sich bestimmteStrukturen wie z. B. regelmäßige Störungen, die durch den kon-struktiven Aufbau bedingt sind (z. B. wassergefüllte Rohre vonFußbodenheizungen), unterdrücken oder auch hervorheben.

Anwendungen ergeben sich überall dort, wo große Flächen oderGebiete zu untersuchen sind. Dies können alle Arten von Be-tonbauwerken im Hoch- oder Tiefbau sein. Bei solchen Mess-aufgaben kommen wegen der meist großen Flächen schnell eini-ge tausend Messpunkte zusammen. Die mittlerweile verfügbarenErfahrungen bei der Messung von Stahlbetonbauten führen zuder Erkenntnis, dass Mikrowellenscans mit MOIST SCAN fürdie Aufnahme von Feuchteverteilungen in großen Betonbau -werken hervorragend geeignet sind. Anhand der entstehendenBilder lässt sich eine eindeutige Klassifizierung der darin enthal-tenen Abbilder der Feuchte bzw. anderer Störungen des Unter-grunds realisieren.

Parkdecks und Tiefgaragen

In Parkdecks und Tiefgaragen steht oft die Frage der Lokalisie-rung und Einordnung von Wasserschäden und der Auffindung

von Wasserpfaden. An einem Parkdeck mit mehreren 1.000 m²Gesamtfläche wurde zur Auffindung von Wasserpfaden einScan der kompletten Fläche ausgeführt. Damit sollte geklärtwerden, woher aufgetretene Feuchtebelastungen der darunterbefind lichen Räume stammen und welche Teilflächen des Park-

decks besonders belastet waren. Das Parkdeck war mit einer 6bis 8 cm starken Asphaltdecke versehen, durch die hindurch ge-messen wurde.

Beispielhaft wird in Abb. 2 ein einzelner Ausschnitt des Scansgezeigt. Der Oberflächenscan und der Scan der mittlerenSchicht zeigen nur schwach ausgeprägte Feuchteveränderun-gen. Die Feuchtebelastung in diesen beiden Schichten ist dabeials relativ niedrig anzusehen. Deutliche Feuchteeinflüsse zeigtaber der Volumenscan. Darin zeigt sich eine deutliche Feuchte-belastung im Bereich einzelner Fugen. Das kombinierte Scan-bild (Abb. 2) der einzelnen Schichten einer Teilfläche zeigt dieFeuchterelationen zwischen mittlerer Volumen- und tiefer Volu-menschicht.

MOIST SCAN ist ein neues, sehr leistungsfähiges Instrumentzur schnellen Aufnahme von Feuchteverteilungen an Bauobjek-ten. Dank der hohen Ortsauflösung und Messgeschwindigkeitsind Feuchtemessungen in ganz neuer Qualität möglich. MOISTSCAN arbeitet vergleichbar einer mehrdimensionalen Mikro -wellenkamera und erfasst Feuchteinformationen aus mehrerenSchichten. Damit ist eine wesentliche Voraussetzung zur zer -störungsfreien Aufnahme der inneren Struktur von Bauobjektengeschaffen. Die Bauwerksdiagnose wird mit MOIST SCAN aufeine neue Qualitätsstufe gehoben.

Literatur[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 + Bausanie-

rung 7/2007, S. 38 ff.[4] Göller, A.: Mobiler Mikrowellenscanner MOIST SCAN –

Eine neue Ära der Bauwerksdiagnose. DGZfP-FachtagungBauwerksdiagnose 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

Bild 1 Feuchtescan auf asphaltierter Stahlbetondecke eines Parkdecks

Bild 2 Feuchtescan auf einer Teilfläche eines Parkdecks – Schichten -darstellung 3 Tiefenschichten

Bild 3 Messköpfe des Mobilscanners

AKTUELL

Neue Versionen RFEM 5 und RSTAB 8Mit RFEM 5 und RSTAB 8 bringt Dlubal die neue Generation seinerStatikprogramme für anspruchsvolle Tragwerksplaner auf denMarkt. Beide Programme vereinen die bekannte Effizienz mit einerVielzahl an neuen hilfreichen Features.

RFEM 5 und RSTAB 8 stehen jeweils auch als 64-Bit-Versionzur Verfügung. Dadurch lassen sich die Ressourcen des Compu-ters besser ausnutzen und umfangreichere Berechnungen durch-führen.

Viele weitere neue Features

Um internationalen Ansprüchen Rechnung zu tragen, wurdensechs neue Programmsprachen implementiert. Dlubal stellt dieneuen Versionen somit in neun verschiedenen Sprachen zurVerfügung: in Deutsch, Englisch, Tschechisch, Spanisch, Fran -zösisch, Italienisch, Portugiesisch, Polnisch und Russisch. Last-

fälle und Einwirkungen lassen sich jetzt direkt in RFEM 5 undRSTAB 8 entsprechend der Kombinationsregeln des Eurocodesund weiterer internationaler Normen automatisch kombinieren.

Neu ist ebenso ein Ansichts-Navigator, der es erlaubt, bequemAnsichten zu generieren, abzuspeichern und wieder aufzurufen.Im Konfigurationsmanager können Anzeigeeigenschaften, Pro-grammoptionen, Symbolleisten usw. benutzerdefiniert einge-stellt und als eigene Konfiguration abgespeichert werden.

Es lassen sich einfach Linienraster erzeugen sowie relative Stab -exzentrizitäten, welche nach Querschnittsänderungen automa-tisch angepasst werden. Neue Stabtypen wie Feder, Steifigkei-ten, Starrstab und die Verwendung von zusammengesetztenHolz- und hybriden Querschnitten bieten zusätzliche Optionenbei der Modellierung. Zur besseren Übersicht bei komplexenModellen lassen sich den Objekten unterschiedliche Farben zu-ordnen, z. B. material-, querschnitts- und stabtypweise. Zudemkönnen Auflager mit der Nichtlinearität Reibung erzeugt wer-den. Durch das Festlegen von Glättungsbereichen lassen sichSingularitäten in den Ergebnissen glätten.

Neue und weiterentwickelte Zusatzmodule

Auch die Palette der Zusatzmodule und Einzelprogramme wur-de 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)

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

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

Bild 1 Eingabe einer automatischen, relativen Stabexzentrizität in RSTAB 8

Bild 2 Neuer Projekt-Navigator – Ansichten

AKTUELL

Berufsbegleitende Weiterbildung fürBauingenieure am EIPOS in Dresden

Qualifikation schafft Zukunft! Diesem Leitsatz stellt sich EIPOS seitüber 20 Jahren und ist heute ein führender Anbieter postgradualerberufsbegleitender Weiterbildung in Deutschland. Als ein Unterneh-men der TUDAG Technische Universität Dresden Aktiengesellschaftbietet die EIPOS GmbH praxisorientierte Weiterbildung auf Hoch-schulniveau in den Bereichen Bauwesen/Energie, Immobilienwirt-schaft, Brandschutz und Unternehmensführung an.

Interessant für Planer und Sachverständige sind insbesondereunsere 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 Ingenieur-

bau (Start: 11.10.2013)

Der Auftraggeber hat die Planung von Betoninstandsetzungs-maßnahmen einem Sachkundigen Planer zu übertragen. Sach-kundige Planer für Betonerhaltung ermitteln den Ist-Zustanddes Betonbauwerkes, beurteilen Mängel und Schäden, erarbei-ten Instandsetzungskonzepte und lebenszyklusorientierte In-standhaltungspläne, erstellen die Ausschreibungsunterlagen und überwachen die vorgeschlagenen Instandsetzungsmaß -nahmen.

Schwerpunkt dieser Weiterbildung ist die individuelle undtransparente Planung der Instandhaltung. Themen wie der Einsatz von Schutz-, Instandsetzungs- und Verstärkungsprinzi-pien, Planungsgrundsätze und Planungsschritte der Fachpla-nung gehören genauso dazu, wie das Trainieren des Erstellensvon Instandsetzungskonzepten, Instandsetzungsplänen und Instandhaltungsplänen. Hinzu kommt natürlich auch der Überblick über die geltenden technischen Bestimmungen sowie der Einsatz von neuen und bewährten Baustoffen undProdukten der Betoninstandsetzung im Lebenszyklus der Bau-werke.

Der Bauherr erwartet von den Sachkundigen Planern mehr alsdie reine Planungsleistung. Hier geht es um die Pflichten undAufgaben des Sachkundigen Planers im Rahmen der Ausschrei-bung, Vergabe und Überwachung der geplanten Maßnahmenund darum, welche rechtlichen Rahmenbedingungen dabei beachtet werden müssen.

Die Weiterbildung zeichnet sich insbesondere durch ihren Pra-xisbezug aus. Die Kenntnisse und Fähigkeiten der Fachdisziplinwerden durch das geplante Training zur Erstellung von Instand-haltungsplanungen, Fallstudien und ein Laborpraktikum anwen-dungsorientiert gefestigt.

Für alle, die sich noch weiter auf dem Gebiet der Bauwerkser -haltung fortbilden möchten, bietet EIPOS gemeinsam mit derWTA den Fachplaner für Bauwerksinstandsetzung nach WTAan. Die WTA-Merkblätter sind die wichtigste Grundlage der Planung und Bauausführung im Bereich Sanierung/Denkmal-pflege. Wissenschaftliche Überprüfungen, gekoppelt mit der

AKTUELL

Bewährung in der Praxis, werden an typischen Beispielen ver-deutlicht.

Mit vertieftem bautechnischen Wissen und praktischer Erfah-rung erkennen Sachverständige bei auftretenden Schäden undMängeln die Gesamtzusammenhänge und zeigen konkrete Lö-sungswege auf. Sie agieren zudem präventiv, um Planungsfehlerzu vermeiden. Die zweistufige Sachverständigen-QualifizierungSachverständiger für Schäden an Gebäuden vermittelt wichtigeTeile des für eine öffentliche Bestellung und Vereidigung nach-zuweisenden Fachwissens.

Für Tragwerksplaner bietet EIPOS die Spezialqualifizierungzum Sachverständigen für Schäden im konstruktiven Ingenieur-bau an. Diese untersuchen und bewerten risikobehaftete Inge-nieurbauwerke in Hinblick auf Standsicherheit, Verkehrssicher-heit und Dauerhaftigkeit. Die Weiterbildung vermittelt Kennt-nisse zu Schadensursachen an Brücken, Stützwänden, Parkhäu-sern, Tiefgaragen, Tunneln und Türmen. Hier lernt man, wie derBauzustand in Kurz- und Langzeitversuchen zu erfassen ist, undwelche Berechnungs- und Prognosemethoden zur Schadensbe-wertung und zur Instandhaltungsplanung eingesetzt werdenkönnen.

Sachverständigentage und Seminare zu aktuellen Themen sichern einen nachhaltigen Wissenserwerb. Am 27. und 28. Juni2013 lädt das Bildungsinstitut zum 14. EIPOS-Sachverständi-gentag Immobilienbewertung und zum 15. EIPOS-Sachverstän-digentag Bauschadensbewertung/B.V.S. Bausymposium nachDresden ein. – Eine Gelegenheit, sich mit Fachkollegen auszu-tauschen und neue Kontakte zu knüpfen.

Die Qualität des Weiterbildungsangebots vom EIPOS beruhtauf einem kompetenten Dozententeam. Langjährige Berufser-fahrung und didaktische Kompetenz sind die Basis für den Do-zentenerfolg. Renommierte und berufserfahrene Architektenund Planer, anerkannte Sachverständige und Wissenschaftlerbilden den Kern des Dozententeams, das stets die Einheit vonwissenschaftlich fundierter und sehr praxisrelevanter Ausbil-dung 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

Werkstoffprüfung

AKTUELL

Betoninstandhaltung heute für die Zukunft –21. Fachsymposium der LIB NRW

Das gemeinschaftlich von der Landesgütegemeinschaft Instand -setzung von Betonbauwerken NRW e.V. (LIB NRW), der Bundesgüte -gemeinschaft Betonflächeninstandsetzung e.V. (BFI) und der Akademieder Bildungszentren des Baugewerbes e.V. am 05. März 2013 im Kon-greßzentrum Westfalenhallen, Dortmund, angebotene 21. Fachsympo-sium steht erneut unter dem Motto „Betoninstandhaltung heute für dieZukunft“.

Erwartet werden wieder fast 300 Teilnehmer, die sich aus den ander Betoninstandhaltung beteiligten Kreisen zusammensetzen. Er-fahrungsgemäß sind das öffentliche und private Auftraggeber ausBauverwaltungen, Wohnungsbaugesellschaften, Immobilienver-waltungen oder Parkhausbetreiberfirmen. Ebenso vertreten sinddie ausführenden Baubetriebe, Planungsbüros, Sachverständige,Hochschulangehörige einschließlich der Studierenden sowie Pro-dukthersteller. Die Veranstaltung dient der Weiterbildung und bie-tet ideale Voraussetzungen für den fachlichen Austausch. In denPausen gibt es Gelegenheit zum Besuch der begleitenden Fachaus-stellung mit speziellen Produkten und Leistungen für die Betonin-standsetzung.

Ziel der Veranstaltung ist es, das Zusammenwirken der an der In-standhaltung Beteiligten darzustellen sowie über die Anwendungund Entwicklung der Regelwerke zu informieren, praktische Hin-weise zu geben und interessante Projekte aus dem Bereich der In-standhaltung, Instandsetzung und Ertüchtigung von Bauwerkenvorzustellen.

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 Tech-nik und Vertragswerk zu beherrschen, sondern auch die Öffent-lichkeit und Auftraggeber von Instandhaltungsmaßnahmen zuüberzeugen. Dies mit einem kreativen Dienstleistungsangebot ge-koppelt, eröffnet auch heute und künftig gute Chancen, in dieserBranche erfolgreich bestehen zu können.

Das seit 1991 nun 21. Fachsymposium unterstreicht das Konzeptder in ganz Nordrhein-Westfalen tätigen LandesgütegemeinschaftInstandsetzung von Betonbauwerken NRW e.V. als Dienstleisterfür ihre Mitgliedsbetriebe und als Ansprechpartner für alle öffent -lichen und privaten Auftraggeber in NRW (www.lib-nrw.de).

Die LIB NRW ist ein freiwilliger regionaler Zusammenschluss vonBauunternehmungen unter dem Dach der Bundesgütegemein-schaft Instandsetzung von Betonbauwerken e.V., Berlin. Sitz derLIB NRW ist Krefeld, wo sie in einer Bürogemeinschaft mit denBildungszentren des Baugewerbes e.V. (BZB) und der Gütege-meinschaft Planung der Instandhaltung von Betonbau teilen 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.deAnsprechpartner: Dipl.-Ing. Frank Pawlik, LIB-Geschäftsführer, Tel. +49 (0)2151-51 55-10, Fax +49 (0)2151-51 55-92

Bewehrung

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Fachliteratur

Ernst & SohnVerlag für Architektur und technische Wissenschaften GmbH & Co. KGRotherstraße 21D-10245 BerlinTel. +49 (0)30 4 70 31 2 00Fax +49 (0)30 4 70 31 2 70e-mail: info@ernst-und-sohn.deInternet: www.ernst-und-sohn.de

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Systeme

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Verbundbaun Softwarelösungen

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Mehrwert für den Bauingenieur

Konrad Bergmeister

Durch Wissen und Erkenntnis kann man Grenzen durchbrechen. In denNatur- und Technikwissenschaften war das vergangene Jahrhundert von vie-len neuen Erkenntnissen, Innovationen und dem Durchdringen von Grenzengeprägt. Denken wir an die Faserwerkstoffe mit Zugfestigkeiten über3.000 MPa, an Hochhäuser über 800 m Höhe, an Brücken über 3.000 m undTunnel über 60 km Länge. Der griechische Philosoph MELISSUS (* um 490 v. Chr., † 430 v. Chr.) verkündete die räumliche und zeitliche Grenzenlosig-keit der Welt. Neben dem Raum trat nun eine weitere Dimension, jene derZeit, in das Bewusstsein. Die Begrenztheit der Zeit war in den Naturwissen-schaften immer bekannt, während sie in den Technikwissenschaften durch dieDefinition der Lebensdauer vielfach jetzt bewusste Erkenntnis erreicht. Dabeigeht es nicht um die unmittelbare Feststellung der Begrenztheit von Zeit, dieshaben bereits die Naturphilosophen, beginnend mit ARISTOTELES (* 384 v.Chr., † 322 v. Chr.) getan, sondern um die bewusste Handhabung einer Le-bens- und Nutzungsdauer unserer Bauwerke. Die Betrachtung der Langzeit-festigkeiten, die Integration von Monitoring, die geplante Instandhaltung unddie Ertüchtigung sowie die periodische Feststellung der Tragfähigkeit und Ge-brauchstauglichkeit sind Begleiter der Lebensentwicklung von Bauwerken.Der Bauingenieur bekommt neue Auf gaben – grundlegendes Wissen in derMechanik sowie das Systemdenken sind unabdingbare Voraussetzungen.

Der Bauingenieur muss durch intelligente Lösungen bei Entwurf, Planung undBau energie- und ressourcenoptimierend arbeiten. Dabei gilt es, die Qualitätwährend der Lebensdauer und die Lebenszeit mit integrierten Monitoring -systemen von Bauwerken gezielt zu planen. Neue Lösungen basierend auf Er-fahrung sollen sowohl für den Bau von neuen als auch für die Erhaltung vonbestehenden Bauwerken angewandt werden.

Nicht durch das mehrfache Ummanteln von Bauwerken kann die Energieeffi-zienz verbessert werden und nicht durch das ständige Addieren von Normenund Richtlinien wird der Bauingenieurberuf interessanter oder die Bauwerkesicherer! Wir müssen das Normenkonglomerat auf das Wesentliche konzen-trieren, den Blick auf das Essentielle unter Einbezug der Lebensdauer schär-fen und primär durch schlichte und verständliche Tragsysteme sowie nach-vollziehbare Funktionsweisen punkten.

Die Zeitschrift „Beton- und Stahlbetonbau“ zusammen mit den vielen Auto-ren und Rezensenten versucht, dabei Wegbegleiter zu sein. Ich danke Ihnenfür Ihr Engagement und wünsche allen Lesern ein positives Jahr 2013.

Konrad Bergmeister

2 © Ernst & Sohn Verlag für Architektur und technische Wissenschaften GmbH & Co. KG, Berlin. Beton- und Stahlbetonbau 108 (2013), Heft 1

FACHTHEMA

DOI: 10.1002/best.201200063

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

Zuverlässigkeit hochbeanspruchter Druckglieder aus UHPC

1 Überblick

Seit Beginn des institutionell geplanten Siedlungsbaus un-terliegen Bauwerke unterschiedlichen Anforderungen, diesich im Laufe der Zeit nicht wesentlich geändert, jedochin der Gewichtung ihrer Wahrnehmung verschoben ha-ben. Bauwerke sollen demnach zweckmäßig (Funktiona-lität), sicher (Zuverlässigkeit), wirtschaftlich (Ökonomie),stilvoll (Ästhetik) und seit der Neuzeit auch ressourcen-schonend (Ökologie) sein. Im Sinne eines nachhaltigenUmgangs mit Umwelt und Natur ist in den vergangenenJahren der Aspekt ressourcenschonender Technologieent-wicklungen zunehmend auch in den Fokus der Bauindus-trie gerückt. Speziell in dem zurückliegenden Jahrzehntist dabei ein Trend zur Entwicklung nachhaltig effizien-ter Betonwerkstoffe festzustellen. Diese betontechnologi-schen Entwicklungen erlauben mittlerweile eine zielsi-chere Herstellung ultrahochfester Betone (Ultra-HighPerformed Concrete) mit Druckfestigkeiten von über150 N/mm².

Insbesondere bei hoch beanspruchten Druckgliedern, wiez. B. bei Stützen in Hoch- und Industriebauwerken, könn-ten durch die höhere Druckfestigkeit dieses Hochleis-tungsbaustoffs die im Massivbau bisher üblichen Grenz-höhen deutlich gesteigert bzw. die zur Lastabtragung er-forderlichen Querschnittsabmessungen reduziert und da-mit ein wertvoller Beitrag zum ressourcenschonendenEinsatz des Werkstoffes Beton beigetragen werden. Diesepositive Entwicklung führt in vielen Fällen zu sehrschlanken und damit stabilitätsgefährdeten Tragsyste-men, die äußerst sensitiv auf die nicht vermeidbarenStreuungen der Material- und Bauteileigenschaften rea-gieren.

Obgleich UHPC vergleichbar bessere Materialeigenschaf-ten aufweist als normalfeste (Normal-Strength-Concrete)und hochfeste (High-Strength-Concrete) Betone, kanndiese Entwicklung unter bestimmten Randbedingungenzu einem Einbruch der Tragwerkszuverlässigkeit und da-mit zu einer Versagenswahrscheinlichkeit des Bauteilsführen, die das normativ geforderte Zuverlässigkeitsni-veau und damit das Sicherheitsbedürfnis nicht mehr er-füllt. Die Gesellschaft fordert jedoch für die Herstellungund die Nutzung von Bauwerken eine hinreichende Si-cherheit von Menschen und Sachgütern vor deren Versa-gen und kann sich dabei auf einschlägige Rechtsgrundla-gen stützen. Auch vor dem Hintergrund einer nachhalti-gen Betonwerkstoffnutzung für die Errichtung von Bau-werken müssen Tragwerke daher in den verschiedenenGrenzzuständen ausreichend zuverlässig sein. Die Kennt-nis der Tragwerkszuverlässigkeit innovativer Stützensys-teme aus UHPC ist somit zwingend erforderlich, dadurch diesen Hochleistungsbaustoff Anwendungsfällerealisiert werden könnten, für die noch keine ausreichen-den baupraktischen Erfahrungen vorliegen und sich dieErkenntnisse, die für normal- und hochfesten Beton vor-liegen, nicht ohne Weiteres auf UHPC übertragen lassen.

Ziel dieses Forschungsprojektes ist die Bestimmung derTragwerkszuverlässigkeiten von druckbeanspruchtenBauteilen aus UHPC in Abhängigkeit von den Material-und Systemeigenschaften sowie die Identifizierung vonAnwendungsgrenzen konventioneller Stützen und vonInnovationspotenzialen neuartiger Stützensysteme.

In diesem Beitrag wird dargestellt, wie geeignete numeri-sche Modelle für UHPC entwickelt und versuchstech-nisch abgesichert wurden. Eine effektive Maßnahme zur

Der Einsatz ultrahochfester Betone erlaubt eine Erweiterungdes Anwendungsbereichs bisher üblicher und bewährter Mas-sivbaukonstruktionen. Da das Tragverhalten eines Bauteilesüber seinen Lebenszyklus mit entsprechenden Unsicherheitenbzgl. der Einwirkungen sowie der Material- und Systemeigen-schaften behaftet ist, stellte sich die Frage, bis zu welchen An-wendungsgrenzen schlanke UHPC-Druckglieder die Anforde-rungen an die erforderliche Tragwerkszuverlässigkeit noch er-füllen. Vor dem Hintergrund dieses Sachverhaltes ermöglichtedie Deutsche Forschungsgemeinschaft die Förderung der Un-tersuchung der Zuverlässigkeit schlanker Stützen aus UHPC.Dieser Beitrag berichtet über die Forschungstätigkeit im Rah-men des Projektes und stellt wesentliche Ergebnisse der Zu-verlässigkeitsanalysen vor.

Reliability of highly stressed UHPC-columnsMeanwhile concrete-technological developments allow theproduction of UHPC with a compressive strength of more than150 N/mm². Thus, the cross-sectional dimensions required forhighly stressed compression members can be reduced. How-ever, in many cases this positive development increased thetrend to even more slender and therefore likelier to bucklestructural systems. Hence, it is to be expected that under cer-tain conditions the safety level of such construction elementsdecreases. Because of this, the reliability of slender UHPCstructural members is being investigated in a research project,supported by the Deutsche Forschungsgemeinschaft at the TUDarmstadt. This article reports about the research activitiesand the most important findings of this project.

Beton- und Stahlbetonbau 108 (2013), Heft 1 3

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

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Beurteilung der Tragwerkszuverlässigkeit schlanker Stüt-zen aus UHPC bietet die stochastische Simulation. Eswird aufgezeigt, wie auf der Grundlage der Applikationdes Adaptive-Importance-Samplings eine Analyse derSensitivitäten der einzelnen Material- und Systempara-meter und der Tragwerkszuverlässigkeit schlanker Stüt-zen aus UHPC durchgeführt wurden. Die wesentlichenErgebnisse wurden mit einem besonderen Augenmerkauf die Potenziale und Anwendungsbereiche innovativerStützensysteme dargestellt.

2 Forschungsinhalte2.1 Ausgangslage

Die im Rahmen des Forschungsprojektes durchgeführtenwissenschaftlichen Untersuchungen zur Tragwerkszuver-lässigkeit hochbeanspruchter Druckglieder aus UHPCbauten im Wesentlichen auf den Erkenntnissen vonSCHMIDT, SIX [1] zur Tragwerkszuverlässigkeit schlankerStahlbetonstützen aus normal- und hochfestem Betonauf. In [1] wurden Zuverlässigkeitsanalysen an gedrunge-nen und schlanken Stahlbetondruckgliedern aus normal-festem und hochfestem Beton durchgeführt. Auf Grundla-ge dieser Untersuchungen konnte festgestellt werden,dass sich die Versagensarten, die für die Tragwerkszuver-lässigkeit maßgeblichen Einflussparameter, die Streuun-gen der Materialeigenschaften und somit auch die Trag-werkszuverlässigkeiten selbst mit zunehmender Betonfes-tigkeit verändern und sich somit die Erkenntnisse vonnormal- und hochfestem Beton nicht ohne weitere Unter-suchungen auf ultrahochfesten Beton übertragen lassen.

Eine Aussage zu den erreichbaren Tragwerkszuverlässig-keiten druckbeanspruchter Bauteile aus UHPC war sei-nerzeit auf Basis der damals durchgeführten Untersu-chungen nicht möglich. Vor diesem Hintergrund erfolgtedie Untersuchung der Zuverlässigkeit schlanker Stützenaus UHPC am Institut für Massivbau der TU Darmstadt,welche dankenswerterweise von der Deutschen For-schungsgemeinschaft gefördert wurde.

2.2 Forschungsprogramm

Die wesentlichen Randbedingungen für die Umsetzungdes Forschungsprojektes wurden bereits im Vorfeld aufGrundlage des aktuellen Forschungsstandes zum UHPCidentifiziert. Da zum Langzeitverhalten von UHPC keineabgesicherten statistischen Daten zur Verfügung stehen,wurden die Untersuchungen unter kurzzeitiger Lastein-wirkung durchgeführt, was insbesondere dem Grenzzu-stand der Tragfähigkeit hinreichend Rechnung trägt.

Die Zuverlässigkeitsuntersuchungen erfolgten auf Basisnumerischer Berechnungsverfahren. Dabei wurden diebereits von anderen Forschungseinrichtungen im DFG-Schwerpunktprogramm SPP 1182 durchgeführten Versu-che zum Material- und Bauteilverhalten verwendet. ZurErmittlung der Versagenswahrscheinlichkeiten wurden

die numerischen Berechnungsverfahren um stochastischeSimulationsverfahren erweitert, sodass der Einfluss derStreuungen der Material- und Systemparameter auf dieSystemantwort berücksichtigt werden konnte. Zur Verifi-zierung des entwickelten Berechnungsmodells sowie derstatistischen Parameter wurden insgesamt 14 Bauteilver-suche mit entsprechender Materialbestimmung an geson-dert hergestellten Prüfkörpern durchgeführt.

Die Untersuchungen sollten einen möglichst breiten An-wendungsbereich abdecken und auch innovative neuarti-ge Stützensysteme – wie z. B. das unbewehrte Hohlkör-perdruckglied aus UHPC – berücksichtigen. Da die nume-rischen Berechnungen unter Einsatz stochastischer Simu-lationsverfahren allerdings sehr zeitaufwendig sind, war eszwingend erforderlich, den Untersuchungsraum sukzessi-ve einzugrenzen. Auf Grundlage der im Laufe des For-schungsprojektes gewonnenen Erkenntnisse wurden dieGrenzen der Untersuchungsparameter wie folgt gewählt:

Querschnittsgeometrie: quadratisch, rechteckig, rundVoll- & Hohlquerschnitt

Querschnittsmaße: 12 bis 40 cmBeton: Beton gemäß DIN EN 1992 [2]

UHPC (fck = 150 – 250 N/mm²)Stahl: B500Bewehrungsgrad: 0 bis 10 %Schlankheit: λ ≤ 200Lastverhältnis Qk/Gk: 0 bis 4bez. Exzentrizität e/h: 0,1 bis 2,0

3 Experimentelle Untersuchungen3.1 Einleitung

Im Falle des Einsatzes neuer Werkstoffe ist eine anfängli-che Validierung der Ansätze und Modelle als Grundlagezur Durchführung der Berechnungen ein notwendigerSchritt zur wirklichkeitsnahen Wiedergabe des Tragver-haltens. Aus den Dokumentationen der Versuchsreihenvon KORDINA [3], MEHMEL et al. [4] und SCHWUCHOW [5]wurden die wesentlichen Ziele der eigenen Untersuchun-gen abgeleitet:

1. Überprüfung der Kenntnisse des Tragverhaltens vonStützen (Druckgliedern)

2. Bestimmung der Tragfähigkeit von UHPC-Stützen3. Validierung des Rechenmodells4. Abschätzung der Modellunsicherheiten

Bild 1 stellt das auf Grundlage dieser Zielsetzungen ent-wickelte Forschungsprogramm zusammenfassend dar.

Die Tragfähigkeitsuntersuchungen an den Stützen wur-den in verformungskontrollierten Bauteilversuchendurchgeführt. Das Lichtraumprofil des Prüfrahmens er-möglichte den Einbau geschosshoher Stützen. Zur Erzie-lung einer hohen Schlankheit (λ = 80) ergab sich für eineKnicklänge von 2,79 m eine Querschnittshöhe von h =0,12 m in Knickrichtung für die im Versuch anzusetzende

4 Beton- und Stahlbetonbau 108 (2013), Heft 1

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

Pendelstütze. Ergänzend zu den Bauteilversuchen wur-den an gesondert hergestellten Prüfkörpern Druckfestig-keit, Biegezugfestigkeit und E-Modul bestimmt.

3.2 Zusammenfassung der Versuchsergebnisse

Die wichtigsten Ergebnisse der experimentellen Traglast-versuche sind in Tab. 1 zusammengefasst. Neben den ma-ximalen Traglasten sind auch die zugehörigen Verschie-bungen in Stützenmitte aus den Haupt- und Nebenach-sen angegeben. Diese Werte sind durch die aufgezeichne-

te Dehnung der DMS am Querschnittsrand auf der Zug-und Druckseite als Mittelwert des Messpaares ergänzt.

Aufgrund des begrenzten Versuchsprogramms ließ sichkeine abgesicherte Aussage über den Einfluss der Her -stellart treffen. Eine zusätzliche Beobachtung aus denVersuchen identifizierte eine räumliche Inhomogenitätim Bauteil. Es zeigte sich, dass das Versagen wider Erwar-ten nicht immer in Stützenmitte, dem Ort der höchstenBeanspruchung, auftrat. Die mittlere Abweichung vomidealen Versagenspunkt lag +5 cm über Stützenmitte. DieStandardabweichung betrug ±18 cm. Insbesondere aus

Bild 1 Forschungsprogramm zum Tragverhalten schlanker Stützen mit zugehörigem VersuchsprogrammConcept of the Investigations on slender columns

Bild 2 Last-Verformungs-Verhalten ausgewählter StützenLoadbearing-Behaviour of selected columns

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der großen Standardabweichung ist abzuleiten, dass derEinfluss einer räumlichen Streuung der Bauteileigen-schaften im Rahmen der stochastischen Modellierung zuuntersuchen ist.

In verkürzter Zusammenfassung sind zur Abschätzungder Beeinflussung des Tragverhaltens der Stützen durchdie eingesetzten Betonsorten in Bild 2 exemplarisch dieVerläufe des Last-Verformungs-Verhaltens (Axialkraft überdie Bauteilstauchung εBauteil = sVertikalverformung/lStütze) aus-gewählter Stützen unterschiedlicher Betone gegenüberge-stellt.

Im Diagramm in Bild 2 ist sehr gut die deutlich geringereTragfähigkeit des Bauteils aus normalfestem Beton (NSC)

erkennbar. Die übrigen drei Bauteile aus HSC bzw.UHPC weisen ein zueinander ähnliches Verhalten auf.Die Darstellung bestätigt die Erwartung des vergleichba-ren Tragverhaltens der Bauteile aus HSC und UHPC. Ob-wohl die Werte der Betonfestigkeiten von HSC undUHPC sehr stark differieren, wird die maximale Tragfä-higkeit in vergleichbarer Größenordnung erzielt. Dies un-terstützt die Hypothese, dass die Grenztragfähigkeitschlanker Druckglieder mit gleichem Querschnitt von derSteifigkeit des Materials dominiert wird. Die Versucheeigneten sich somit gut zur Validierung eines numeri-schen Berechnungsmodells, mit dem auch Stabilitätsver-sagen abgebildet werden soll.

Tab. 1 Ergebnisse der StützenversucheResults of experimental Tests

UHPC 1

Stütze Exzentrizität max. Verschiebung Verschiebung εDMS εDMS

Versuchslast Hauptachse Nebenachse Zugseite Druckseite

[mm] [kN] [mm] [mm] [mm/m] [mm/m]

stehend betoniert

1 20 535,5 21,4 –0,3 1,45 –2,21

2 20 518,6 22,4 –0,5 0,81 –2,16

liegend betoniert

5 20 552,3 20,5 –0,1 0,79 –2,14

6 20 558,6 20,6 –0,5 1,09 –2,18

UHPC 2

stehend betoniert

3 20 522,0 21,8 0,3 1,83 –2,19

4 20 610,0 23,3 0,4 1,55 –2,34

liegend betoniert

7 20 562,4 20,3 –1,1 1,77 –2,21

8 20 494,4 19,6 3,4 1,18 –2,06

9 20 260,5 19,4 –2,0 1,32 –1,98

10 20 278,0 19,8 –2,8 0,11 –1,85

11 10 407,8 14,8 1,4 0,27 –1,97

12 10 353,7 14,5 0,8 0,52 –1,42

13 20 475,9 19,9 0,2 0,79 –2,69

14 20 413,2 18,7 –0,4 –0,07 –1,49

3 Ergebnisse begleitender Materialuntersuchungen

Parallel zu den Stützenversuchen wurden Betonfestigkeits-prüfungen der verwendeten Betone an separat hergestell-ten Prüfkörpern durchgeführt. Die Druckfestigkeiten desUHPC wiesen Serienmittelwerte am Normzylinder zwi-schen fc,cyl = 156 N/mm² und fc,cyl = 175 N/mm² auf, wobeider Feinkornbeton tendenziell höhere Werte erzielte. DieWerte zeigten eine sehr gute Übereinstimmung mit den Er-gebnissen des Ringversuches im Rahmen des SPP 1182 an.

In dem bei den numerischen Berechnungen verwendetenModell für die Betonzugfestigkeit nach QUAST [6] wirddem Zugfestigkeitshöchstwert der Wert der zentrischenBetonzugfestigkeit zugewiesen. Die Grundlage hierzu bil-deten Biegezugversuche. Für den 3-Punkt-Biegeversucherlaubt der Sachstandsbericht „Ultrahochfester Beton“ [7]die Erfassung von Maßstabseffekten aus unterschiedli-chen Abmessungen der Prüfkörper durch einen Anpas-sungsquotienten bei der Umrechnung auf die zentrischeZugfestigkeit. Basierend auf den Empfehlungen vonJUNGWIRTH, MUTTONI [8] wurden 3-Punkt-Biegeversuchean Prismen mit den Abmessungen 80/80/320 mm3 durch-geführt und eine analytische Beziehung zwischen der zen-trischen Zugfestigkeit und der Druckfestigkeit abgeleitet.

Als Ansatz für die Beschreibung des E-Moduls in Abhän-gigkeit von der Betondruckfestigkeit wurde aus DIN1045-1 [9] folgende Beziehung gewählt:

Ec = αEc · fc(1/3) (1)

Der Beiwert αEc = 9350 wurde durch eine Auswertung eigener experimenteller Versuchsreihen bestimmt. Diestatistische Analyse der Ergebnisse der Prüfungen ergabeinen Variationskoeffizienten von VαEc = 4,7 %. DiesesErgebnis steht im Widerspruch zu den Variationskoeffi-zienten, die im Zusammenhang mit den NormbetonenNSC und HSC in der Literatur angegeben werden (VαEc = 15 %, vgl. JCSS-PMC [10]). Eine Auswertungzahlreicher E-Modul-Prüfungen an Normbetonen unter-schiedlicher Festigkeiten am Institut für Massivbau ergabeinen Variationskoeffizienten von VαEc = 7,6 %. DieserWert entspricht einer Verringerung gegenüber dem An-satz im JCSS-PMC [10] um den Faktor 0,5. Der im JCSS-PMC [10] angegebene höhere Variationskoeffizient kannin einer grundsätzlichen Streuung der verwendeten, re-gional unterschiedlichen Zuschläge begründet sein. Ver-einfacht wurde im vorliegenden Fall für den E-Modul vonUHPC ein Variationskoeffizient von VαEc = 2 · 4,7 % ≈10 % in Ansatz gebracht. Detaillierte Angaben zu den for-mulierten Materialparametern und Betonwerkstofflinienvon UHPC können [11] und [12] entnommen werden.

4 Numerische Modellierung vonStahlbetondruckgliedern

Die Berechnung von Versagenswahrscheinlichkeiten er-fordert trotz leistungsfähiger Computer einen sehr hohen

Berechnungsaufwand, insbesondere wenn das Tragverhal-ten ausgeprägt nichtlinear ist. Das im Rahmen des For-schungsprojektes entwickelte Konzept zur Berechnungder Tragfähigkeit sah die Bildung des Gleichgewichts vonEinwirkungs- und Widerstandsgröße mit inkrementellerSteigerung der Einwirkung vor. Ausgehend von einer plan-mäßigen Exzentrizität und einer zunächst sehr klein ge-wählten Normalkraft erfolgt eine Berechnung des Stabesbis zum Erreichen des Gleichgewichts unter Berücksichti-gung der Zusatzbeanspruchungen aus den Auswirkungender Theorie II. Ordnung. Die Normalkraft wird dann biszum Erreichen eines Endzustandes gesteigert. Prinzipiellbildet diese Modellierungsform des Berechnungsvorgangsden kraftgesteuerten Versuch im Labor ab. Das Konzepthat sich für stochastische Untersuchungen, bei denennicht die unmittelbare Widerstandsgröße, sondern primärdie Indikation „Versagen“ oder „kein Versagen“ von Be-deutung ist, als vorteilhaft erwiesen. Der Endzustand er-fordert dabei nicht die genaue Berechnung der Grenztrag-fähigkeit des Druckgliedes, was bei Simulationsverfahreneine deutliche Reduzierung der Rechenzeit ermöglichte.

Die durchgeführten Versuche dienten, neben der Bestim-mung der Materialeigenschaften von UHPC, der Validie-rung des Rechenprogramms. Ziel der Programmvalidie-rung war die Überprüfung der Güte der Berechnungser-gebnisse der programmierten Software-Applikation STABbezüglich der implementierten Materialansätze fürUHPC. Das im Forschungsprojekt gewählte Modell zurBerücksichtigung der Mitwirkung des Betons auf Zugnach QUAST [6] erfasst die Effekte des Tension-Stiffeningdurch einen einfachen Parameteransatz für die Betonzug-festigkeit. Dabei wird im Betonzugbereich ein zum Druckanaloges Spannungs-Dehnungs-Verhalten mit einemrechnerischen Höchstwert der Betonzugspannung

fct,calc = βfct · fctm (2)

mit zugehöriger Dehnung εctR,calc unterstellt. Das weitereSpannungs-Dehnungs-Verhalten wird über eine Recht-eckfunktion abgebildet. Die Kernaufgabe der Programm-validierung lag in der Festlegung eines geeigneten Wertesfür den freien Rechenparameter βfct. Für einen Beiwertβfct = 0,7 wurde dabei eine sehr gute Übereinstimmungmit den Versuchsergebnissen erzielt. Der Wert ist ver-gleichbar mit den üblichen Ansätzen für NSC(βfct = 0,60–0,65).

Im Rahmen der Versuchsnachrechnung waren die Rand-bedingungen des Versuches zu berücksichtigen. Bei dengeometrischen Randbedingungen wurden neben den ge-nauen Bewehrungslagen je betrachteter Stütze auch diegenauen Querschnittsabmessungen und somit auch dietatsächlichen Exzentrizitäten modelliert. Unter Beach-tung dieser Randbedingungen erfolgte die Nachrechnungder Versuche. Um die Ergebnisse einer Bewertung zufüh-ren zu können, wurde das Verhältnis zwischen experi-menteller und numerischer Traglast

θ = NTest/Ncalc (3)

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gebildet. Der Wert θ gibt dabei die Modellunsicherheitwieder. Die Auswertung aller Versuchsnachrechnungenergab einen Mittelwert von θm = 0,97 mit einem Variati-onskoeffizienten von Vθ = 0,07. Ein statistischer Anpas-sungstest zeigte, dass der Ansatz einer Normalverteilungzur Beschreibung der Modellunsicherheit angebracht ist.Diese Ergebnisse liegen im Spektrum der im JCSS-PMC [10] empfohlenen Werte θm = 1,0 und Vθ = 0,10,welche in den weiteren Untersuchungen zugrunde gelegtwurden.

5 Untersuchungen zur Zuverlässigkeit schlankerDruckglieder aus UHPC

5.1 Grundlagen

Die Untersuchungen zur Zuverlässigkeit von Druckglie-dern wurden mit dem eigens hierzu entwickelten Pro-gramm CORA durchgeführt. Nach Bestimmung des Be-messungswertes der Einwirkungen erfolgte die Berech-nung der Versagenswahrscheinlichkeit der Stützensyste-me unter Berücksichtigung streuender Eingangsgrößenmittels eines stochastischen Simulationsverfahrens. Hier-zu wurde das Adaptive-Importance-Sampling als leis-tungsfähige Simulationsmethode um den Kern der Stüt-zenberechnung erweitert. Bei dieser Methode wird dieStichprobenfunktion zur Identifikation des kritischen Be-messungspunktes aufgrund der Ergebnisse des vorange-stellten Simulationslaufs sukzessive verbessert, was dasKonzept der sequentiellen a-priori-Informationsverarbei-tung zugrunde legt. Dabei wurde der Fokus auf die Ab-schätzung der Zuverlässigkeit in Abhängigkeit von derSchlankheit, der Querschnittsart der Stützen und derLast exzentrizität gelegt. Vor dem Hintergrund nur bedingthinreichender Erkenntnisse der Materialparameter derBetonzugfestigkeit (Einfluss der Faserorientierung) undinsbesondere des E-Moduls wurden spezielle Berechnun-gen zu diesen Parametern ergänzt. Begleitend zu den Zu-verlässigkeitsberechnungen wurden Sensitivitätsanalysenzur Identifikation sensitiver Basisvariablen durchgeführt.

5.2 Bemessung schlanker Stützen

Für eine realitätsnahe Vorhersage des Tragverhaltensschlanker Stahlbetonstützen ist das Gleichgewicht amverformten System (Theorie II. Ordnung) zu bilden. ZurBerücksichtigung der Effekte nach Theorie II. Ordnungerlaubt der NA der DIN EN 1992-1-1 [2] die Bemessungauf Basis der nichtlinearen Schnittgrößenermittlung nachKÖNIG, AHNER [13]. Unter Ansatz der Rechenwerte derBaustoffeigenschaften erfolgte die Ermittlung der Traglastdes Druckgliedes Rcalc, woraus sich durch Division mitdem Sicherheitsfaktor 1,3 der normative BemessungswertRd ableiten ließ. Mit der nach DIN EN 1990 [14] (Gl.6.10) normativ beschriebenen Nachweisgleichung wur-den unter Ansatz der Teilsicherheitsbeiwerte nach DINEN 1991-1-1/NA [2] für γQ und γG die Mittelwerte derEinwirkungen ermittelt.

5.3 Festlegung der Basisvariablen

Die Zuverlässigkeit lässt sich als Funktion der Versagens-wahrscheinlichkeit beschreiben. Die Versagenswahr-scheinlichkeit kann durch statistische Auswertungen em-pirischer Kenngrößen abgeschätzt werden. Grundsätzlichlassen sich drei Gruppen zufälliger Einflussgrößen auf dieZuverlässigkeit unterscheiden:

1. Statistische Unschärfen, die durch zufällige Prozessein der Natur gegeben sind

2. Mess- und Datenunschärfen, z. B. durch zeitlich unge-nügende Aufzeichnungen

3. Unschärfen der Eigenschaften aus der unzureichen-den Modellierung des Objektes

Auf Grundlage der Datenbasis des JCSS-PMC [10] wur-den die statistischen Kennwerte der Basisvariablen festge-legt. Darüber hinaus wurden die Parameter zu den Mate-rialeigenschaften von UHPC aus den Ergebnissen der ex-perimentellen Untersuchungen bzw. der Untersuchungendes SPP 1182 abgeleitet. Die im Rahmen des Forschungs-projektes angesetzten Basisvariablen sind in der Tab. 2zusammengefasst.

5.4 Numerische Berechnung der Zuverlässigkeitschlanker Druckglieder aus UHPC

Die wesentlichen Ergebnisse der Zuverlässigkeitsanaly-sen sind in den Bildern 3 bis 4 dargestellt. Im Hinblickauf eine anschauliche Darstellung der Wichtungsfaktorenα2 wurden die insgesamt zehn streuenden Basisvariablenin die Gruppen der Modellunsicherheiten, der Einwir-kungen, des Materialwiderstandes und der geometrischenGrößen zusammengefasst. Die Gruppenwichtungsfakto-ren können dabei anhand der schwarzen Grenzlinienzwischen den einzelnen Gruppen abgelesen werden. Zu-sätzlich sind die Gewichte der einzelnen Basisvariablen,sowohl für alle Wichtungsfaktoren als auch in ausgewähl-ten Fällen für die Gruppe der Materialwiderstände, inForm von Flächendiagrammen hinterlegt. Durch dieseDarstellung lässt sich der vorherrschende Versagensme-chanismus leicht erkennen.

Die Berechnung der in Bild 3 dargestellten Zuverlässig-keitsindizes β für Druckglieder aus normalfestem BetonC30 und hochfestem Beton C80 in Abhängigkeit von derSchlankheit für die bezogene Kopfausmitte e/h = 0,1 lässteine gleichmäßige Degradation des Zuverlässigkeitsni-veaus erkennen. Dies bestätigt die Erkenntnisse aus denZuverlässigkeitsuntersuchungen an schlanken Druckglie-dern von SCHMIDT, SIX [1]. Im Fall von UHPC2 ist dage-gen für eine gegebene Lastexzentrizität e/h = 0,1 bereitsbei mäßigen Schlankheiten ein Einbruch der Zuverlässig-keit zu verzeichnen. Dies führt zu einer Unterschreitungdes Zielzuverlässigkeitsniveaus von βZiel,1a = 4,1 für denGrenzzustand der Tragfähigkeit bei einem Bezugszeit-raum von 1 Jahr (vgl. [11]).

teilungs

f ck·(

· fc(2

–0,0

––

ε c1·

74[–

α Ec·

––

·Ec·ε c

88[–

t·fc(2

45[–

(k·η

–ηn)/

(k–2

)·η)

f yf y

f y·1

––

eckdeh

zeε u

smodul

Ε sdet

²]–

tsdurc

t x–

+⋅γ

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Für größere Lastexzentrizitäten fällt dieser Rückgang zu-nehmend gemäßigter aus, wobei sich bei Lastexzentrizitä-ten von e/h ≥ 0,5 ein gleichmäßiges Zuverlässigkeitsni-veau einstellt. Für die beiden Grenzbereiche e/h = 0,1und e/h = 2,0 ist für diese Zuverlässigkeitsberechnung dasErgebnis der Sensivitätsstudie dargestellt. Anhand derWichtungsfaktoren der Gruppen in Bild 3 ist zu erken-nen, dass bei einem geringen Anteil von veränderlichenLasten an der Gesamtlast (Qk/Gk = 0,25) der Einfluss derWiderstands- und Geometrievariablen im Mittel 20 %, derModellunsicherheiten 45 % und der Lastvariablen etwa35 % beträgt. Das in Bild 3 hinterlegte Flächendiagrammmit den Wichtungsfaktoren der einzelnen Widerstandsva-riablen (Material und Geometrie) zeigt für Ausmittene/h = 0,1 erwartungsgemäß für kleine Schlankheiten ei-nen großen Einfluss der Betondruckfestigkeit fc am Versa-gen. Bei größerer Schlankheit, bei der sich der Einbruchder Zuverlässigkeit einstellt, überwiegt dagegen deutlich

der Einfluss des Elastizitätsmoduls des Betons. Bei gro-ßen Lastexzentrizitäten (e/h = 2,0) ist dagegen unabhän-gig von der Schlankheit eine klare Dominanz der Beton-zugfestigkeit unter Berücksichtigung der Faserwirkung imUHPC zu erkennen. Aus diesen Sachverhalten ist derSchluss zu ziehen, dass bei großen Schlankheiten undkleinen Ausmitten das Stabililtätsversagen des Druckglie-des maßgebend wird. Das Versagen wird von den Materi-al- und Querschnittssteifigkeiten bestimmt. Im Fall großerAusmitten führt die Einwirkung dagegen zu einem klassi-schen Biegeversagen.

Rückschlüsse auf die Abgrenzung sinnvoller Anwen-dungsbereiche erlauben die in Bild 4 dargestellten Ergeb-nisse konventioneller und innovativer Stützensysteme.Auf Grundlage der Ergebnisse aus der Betrachtung derSchlankheit wurde hier die Berechnung auf die als kriti-sche Ausmitte identifizierte Lastexzentrizität von

Bild 3 Zuverlässigkeit für einen kleinen Querschnitt in Abhängigkeit von der Schlankheit und der LastexzentrizitätResults 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 LastexzentrizitätResults of the Reliability Analysis on slender columns with different cross-section

e/h = 0,1 reduziert. Dem Bild 3 kann entnommen werden,dass die Anwendung des Bemessungskonzeptes nachDIN EN 1992-1-1/NA [12] auf UHPC-Stützen mit Kreis-querschnitt einen Einbruch der Zuverlässigkeit unter dasgeforderte Zielniveau bewirkt. Wesentlich effizienter ge-staltet sich dagegen der Einsatz von Hohlkörperdruck-gliedern. Gegenüber den Stützen mit Vollquerschnitt isthier ein deutlich abgeschwächter Rückgang der Zuverläs-sigkeit zu verzeichnen. Bedingt durch das günstigere Ver-hältnis zwischen Material- und Querschnittssteifigkeitverbleibt der Wert der Tragwerkszuverlässigkeit auch beigroßer Schlankheit λ über dem normativ anzustrebendenMindestwert des Zuverlässigkeitsindex von βlim = 4,1.

Eine komplementäre Entwicklung der Zuverlässigkeit istbei großer Lastexzentrizität zu erkennen. Hier weisen dieStützen mit Vollquerschnitt gegenüber den Hohlkörper-stützen ein stabiles Zuverlässigkeitsniveau auf. Das positi-ve Potenzial der UHPC-Hohlkörperstützen wird darüberhinaus im Vergleich zu denen aus NSC deutlich. Bei denNSC-Stützen mit Kreishohlquerschnitt wird das Versagennahezu ausschließlich durch die Modellunschärfe und dieEinwirkungen bestimmt. Ihre großen Streuungen bedin-gen ein niedriges Zuverlässigkeitsniveau. Bei größererSchlankheit tritt dagegen zunehmend Systemversagenauf, was insgesamt die Streuung des Tragwiderstandesverringert und dadurch einen Anstieg der Zuverlässigkeitbewirkt.

Für die Festlegung der Basisvariablen konnte bei demMaterialparameter zur Bestimmung des E-Modulsnicht auf eine gesicherte Datenbasis zurückgegriffen wer-den, da die Eigenschaften des E-Moduls bei UHPC nichtexplizit im Rahmen des SPP 1182 untersucht wurden.Aus diesem Grund wurden neben dem eigenen, versuchs-technisch abgesicherten Ansatz auch Betrachtungen derZuverlässigkeit anderer Ansätze (vergleiche TUE et al.[15], MC-2010 [16] und DAfStb Heft 561 [7]) vorge -nommen.

Bild 5 zeigt für die Vollquerschnitte die Entwicklung der Zuverlässigkeit bei Variation des E-Modul-BeiwertesαEc. Aufgetragen ist die Zuverlässigkeit für einen Variati-onskoeffizienten von VαEc = 0,1 und VαEc = 0,2. Die An-sätze nach KLEISER [17] berücksichtigen darüber hinausdie Wirkung einer ungünstigen bzw. günstigen Faseraus-richtung. Es ist ersichtlich, dass das Zuverlässigkeitsni-veau signifikant vom zugrunde gelegten Ansatz abhängt.Die Faserausrichtung kann neben der Beeinflussung derMittelwerte der einzelnen Parameter auch eine Verände-rung des jeweiligen Variationskoeffizienten bewirken.Aus diesem Grund ist zur Abschätzung eines solchen Ef-fektes die Zuverlässigkeit für verschiedene Variationsko-effizienten Vαct angegebenen worden (Bild 5 obenrechts). Der Rückgang des Zuverlässigkeitsniveaus ist beidiesen Randbedingungen bei den Hohlstützen besondersausgeprägt.

Bild 5 Entwicklung der Zuverlässigkeit bei Variation der Materialwerte von Beton-E-Modul und Betonzugfestigkeit und Ergebnisse der Zuverlässigkeitsberechnungunter Ansatz eines räumlichen ZufallsfeldesDevelopment of the Reliability level by taking into account a different Variation for the UHPC-E-Modulus and the UHPC-tensile strength and Results of theReliability Analysis applying the Random-Field-Method

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Bei dem den Untersuchungen zugrunde liegenden Be-rechnungsmodell wurde immer unterstellt, dass die Mate-rialeigenschaften an jeder Stelle des Druckgliedes gleichsind. Für eine wirklichkeitsnähere Abbildung der Vertei-lung der Materialeigenschaften innerhalb des Bauteilswurde als Tastrechnung der Ansatz eines geometrischenZufallsfeldes (Random-Field) gewählt. Grundlage desModells zur Erfassung der räumlichen Streuung ist dieKorrelationsfunktion.

fct,i = fct,(i–1) · ραct + (1–ραct²)0,5 · Yi (4)

Hierin gibt fct,i den Wert der Betonzugfestigkeit im Stab-element i an. Die Variable fct,(i-1) ist der Wert des entspre-chenden Nachbarelements. Der Parameter ραct ist dervon der Stablänge abhängige Korrelationsbeiwert und Yi

eine normalverteilte Zufallsgröße. Da es keine abgesi-cherte Datenbasis zum räumlichen Streuungsverhaltenbei faserbewehrten UHPC-Stützen gibt, wurde für Yi diegleiche Streuung wie für die Grundgesamtheit der Beton-zugfestigkeit angesetzt (vgl. Tab. 2). Für die Festlegung ei-nes geeigneten Korrelationsbeiwertes liegen ebenfalls kei-ne Untersuchungsergebnisse vor, welche die Angabe ei-ner versuchstechnisch belegten Korrelationsfunktion er-lauben. Entsprechend wurde die Untersuchung alsParameterstudie angelegt. In Bild 5 (unten rechts) zeigendie Ergebnisse, dass bei kleinem Querschnitt die volleKorrelation mit ραct = 1,0 günstige Werte liefert. Für Kor-relationskoeffizienten von ραct < 1,0 stellen sich hingegenniedrigere Zuverlässigkeitswerte ein. Eine detaillierterestochastische Modellierung unter Ansatz einer räumli-chen Korrelation ausgewählter Parameter erscheint ins-besondere bei faserbewehrten Bauteilen daher ratsam.

6 Resümee und Ausblick

Der Einsatz ultrahochfester Betone erlaubt eine Erweite-rung des Anwendungsbereichs bisher üblicher und be-währter Massivbaukonstruktionen. Zur Identifizierungsinnvoller Anwendungsbereiche von UHPC wurde daherdie Tragwerkszuverlässigkeit schlanker Stützen ausUHPC untersucht. Auf Grundlage verfügbarer For-schungsergebnisse zu UHPC wurden hierzu zunächst ge-eignete Materialmodelle hergeleitet und das Tragverhal-ten von Druckgliedern aus UHPC durch Versuche be-

stimmt. Die Erkenntnisse der experimentellen Untersu-chungen bildeten im Weiteren die Grundlage der numeri-schen Modellierung. Die Zuverlässigkeits- und Sensitivi-tätsstudien führten zu der Erkenntnis, dass bei großerSchlankheit und kleiner Ausmitte das Stabilitätsversagendes Druckgliedes maßgebend wird, was einen Einbruchder Tragwerkszuverlässigkeit bedingt. Durch die Erweite-rung der Zuverlässigkeitsbetrachtungen auf Hohlkörper-stützen konnte durch das günstigere Verhältnis zwischenMaterial- und Querschnittssteifigkeit das höhere Zuver-lässigkeitsniveau derartiger innovativer Stützensystemefür kleine Lastexzentrizitäten aufgezeigt werden. Bei gro-ßen Ausmitten ist dagegen, bezogen auf die Schlankheit,mit einer stabilen Zuverlässigkeit zu rechnen.

Darüber hinaus wurde ein Defizit im Kenntnisstand derMaterialeigenschaften von UHPC für die geeignete Mo-dellierung des E-Moduls festgestellt. Vor dem Hinter-grund der aus den Untersuchungsergebnissen abgeleite-ten erheblichen Bedeutung dieses Materialparameters istes zu empfehlen, die vorhandene Wissenslücke durchweitere Forschungsaktivitäten zu schließen. Wie weiter-hin gezeigt werden konnte, weisen die Effekte der Faser-ausrichtung einen signifikanten Einfluss auf die Material-parameter des E-Moduls und der Betonzugfestigkeit unddamit auch auf die Zuverlässigkeit von UHPC-Stützenauf. Die Erweiterung der stochastischen Modellierungdurch Zufallsfelder zur Erfassung der räumlichen Verän-derung der Materialeigenschaften eröffnet demgegenübereine präzisere Abschätzung des Zuverlässigkeitsniveausschlanker Stützen. Die Erforschung der räumlichen Ver-teilung der Materialeigenschaften von UHPC steht nochaus.

Um die positive Entwicklung des Anwendungsbereichsvon UHPC weiter zu fördern, sollte die zukünftige For-schung auch die Zuverlässigkeitsoptimierung unbewehr-ter UHPC-Druckglieder in den Fokus stellen. Unter Be-achtung der geforderten Zuverlässigkeit der Tragstruktureröffnet dies der Baupraxis die Umsetzung neuartigerHerstellungsmethoden, wie das Extrudierverfahren vonHohlstützen. Darüber hinaus sehen die Autoren, nebendem Aspekt des ressourcenschonenden Materialeinsat-zes, das spannende Innovationspotenzial einer bauteilin-tegrierten Installations- und Raumlufttechnik.

Literatur

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Autoren

Dr.-Ing. Ngoc Linh TranTechnische Universität DarmstadtInstitut für MassivbauPetersenstraße 1264287 Darmstadttran@massivbau.tu-darmstadt.de

Prof. Dr.-Ing. Carl-Alexander GraubnerTechnische Universität DarmstadtInstitut für MassivbauPetersenstraße 1264287 Darmstadtgraubner@massivbau.tu-darmstadt.de

Dipl.-Ing. Martin HeimannTechnische Universität DarmstadtInstitut für MassivbauPetersenstraße 1264287 Darmstadtheimann@massivbau.tu-darmstadt.de

Dr.-Ing. Holger SchmidtBERNHARDT Ingenieure GmbHBirkenweg 964295 Darmstadtschmidt@bernhardt-ingenieure.de

DOI: 10.1002/best.201200051

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

Optimierung der Robustheit von selbstverdichtendemBeton gegenüber Temperatureinflüssen

1 Einleitung

Damit selbstverdichtender Beton (SVB) als Transport -beton oder als Baustellenbeton eingesetzt werden kann,muss dieser eine hohe Robustheit gegenüber Einflüssenaus den Umgebungsbedingungen aufweisen. Robustheitwird zumeist als Stabilität des Systems gegenüber Varia-tionen in Qualität und Quantität der Betonkomponentenverstanden oder als die Fähigkeit, menschliche oder pro-zesstechnische Unsicherheiten abzufedern [1 bis 5]. Aller-dings kommt auf der Baustelle der Aspekt tageszeitlichund saisonal schwankender Temperaturen erschwerendhinzu. Die Stabilität der Eigenschaften von SVB unterveränderlichen Temperaturen bei ansonsten gleichblei-benden Einflussgrößen wurde bisher kaum systematischuntersucht.

Die Fließeigenschaften von SVB werden durch eine Rei-he von Faktoren bestimmt. Hierzu zählen Art, Mengeund Zusammensetzung der Gesteinskörnung, das Was-ser-Feststoff-Verhältnis des Bindemittelleims sowie dieWechselwirkungen zwischen Bindemittelkomponentenund polymeren Zusatzmitteln. Als polymere Zusatzmittelkommen für SVB üblicherweise Fließmittel auf Basis vonPolycarboxylatethern (PCE) zum Einsatz. Die üblicher-weise in hohen Mengen zugegebenen Fließmittel führendazu, dass sich SVB und Normalbeton in ihrem tempera-turabhängigen Verhalten deutlich voneinander unter-scheiden und Erfahrungen aus dem Normalbeton nur ein-

geschränkt auf selbstverdichtenden Beton übertragbarsind.

2 Wirkungsweise von PCE und Einfluss der Ladungsdichte

Im Hinblick auf das Verhalten von SVB bei wechselndenTemperaturen spielt die Interaktion zwischen PCE undZementhydratation eine wichtige Rolle. Die Verflüssi-gung des Bindemittels erfolgt aufgrund der Adsorptionvon Fließmittelmolekülen an den Oberflächen der Ze-mentklinkerphasen und frühen Hydratationsprodukte [6,7]. Diese Moleküle bestehen aus einer negativ geladenenHauptkette und einer Vielzahl von Seitenketten zur steri-schen Abstoßung der Partikel und Oberflächen. Die nega-tiv geladenen Hauptketten adsorbieren an positiven La-dungsplätzen der Partikeloberflächen. Hierdurch lagernsie sich gerade in der Anfangsphase verstärkt an C3A undEttringit an [8]. Allerdings konkurrieren die Fließmittel-polymere dabei mit Sulfationen aus dem Erstarrungsreg-ler und Alkalisulfaten aus dem Klinker [9, 10], sodass dieMoleküle nicht immer unmittelbar adsorbieren können.Zusätzliche zeitliche Einflüsse bilden im Verlauf der frü-hen Hydratation entstehende Reaktionsprodukte, dieneue Adsorptionsflächen zur Verfügung stellen. Von die-sen wirkt sich Ettringit am stärksten auf die Adsorptionaus, da es ein hohes positives Zetapotential aufweist undgroße Adsorptionsflächen anbietet [8].

Selbstverdichtender Beton verhält sich unter Temperaturein-fluss anders als Normalbeton, da die Rheologie neben der fort-schreitenden Hydratation zusätzlich durch die von der Zeit unddem Hydratationsfortschritt abhängige Adsorption von Fließ-mitteln beeinflusst wird. Anhand rheometrischer Betonver -suche an SVB unterschiedlicher Entwurfskonzepte mit variier-ter anionischer Ladungsdichte im Fließmittel wird verdeutlicht,dass mehlkornreiche SVB bei niedrigen Temperaturen sehr ro-bust sind, während bei hohen Temperaturen mehlkornärmereEntwürfe zu bevorzugen sind. Darüber hinaus wird gezeigt, wiesich unterschiedliche Fließmittelmodifikationen in bestimmtenTemperaturbereichen verhalten. Anhand des Wasser-Feststoff-Verhältnisses und des Adsorptionsverhaltens von Fließmittelnwerden die maßgeblichen Prozesse erläutert und Möglichkei-ten für die Entwicklung robuster Mischungen für individuelleTemperaturbereiche aufgeführt.

Robustness optimisation of self-compacting concreteregarding temperature effects Regarding the temperature dependent performance, self-com-pacting concrete (SCC) distinguishes from normal concrete,since its rheology does not only depend upon the hydration it-self but supplementary upon the adsorption of superplasticiz-ers, which is affected by the time and the hydration progress.Based on rheometric concrete investigations with differentSCC mixture compositions and varied anionic charge densitiesof the superplasticizers, it is shown that SCC, which is rich inpowder components, shows robust performance at low tem-peratures, while compositions with lower powder contents arefavourable at high temperatures. Furthermore, the performanceof different superplasticizer modifications at different tempera-ture ranges is demonstrated. The relevant processes are ex-plained by means of the water to powder ratio as well as theadsorption behaviour of superplasticizers, and options for thedevelopment of robust mixture compositions for individual tem-perature ranges are itemised.

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

Der zeitliche Verlauf der Interaktion von Fließmitteln mitder Zementhydratation wird schematisch in Bild 1 darge-stellt. Je höher die anionische Ladungsdichte des Poly-mers ist, umso stärker ist seine Neigung, zu adsorbieren.Je niedriger sie ist, umso langsamer findet Adsorptionstatt, dafür können aber bei Adsorptionsgleichgewichtmehr Polymere adsorbieren. Sobald ein temporäres Ad-sorptionsgleichgewicht erreicht ist, findet zunächst keineweitere Adsorption statt. Hierdurch bedingt, verbleibt einsignifikanter Anteil an Polymeren bei hohen Fließmittel-dosierungen – wie im Falle von SVB – zunächst unwirk-sam in der Porenlösung. Weitere Adsorption findet dann

aber über den zeitlichen Verlauf der Hydratation statt, so-bald neue Adsorptionsflächen aufwachsen [8].

Der Hydratationsfortschritt und die Ladungsdichte desPCE stellen also den entscheidenden Einflussfaktor dar,der bestimmt, zu welchem Zeitpunkt welche Menge anFließmitteln effektiv wirkt. Hieraus ergibt sich der we-sentliche Unterschied zwischen Normalbeton und SVBim Hinblick auf die Leistungseigenschaften bei verschie-denen Temperaturen.

3 Unterschied zwischen Normalbeton und SVB

Im Normalbeton beeinflusst die Umgebungstemperaturdie Betontemperatur, welche in der Folge den Hydratati-onsfortschritt entweder beschleunigt oder verlangsamt.Eine Beschleunigung bei hohen Temperaturen wirkt an -steifend, eine Verzögerung bei niedrigen Temperaturenverlängert die Verarbeitbarkeit. Dieser Zusammenhangist auch dann gültig, wenn Fließmittel in geringen Men-gen im Beton enthalten sind. Sind allerdings, wie im Fallevon SVB, erhebliche Mengen an Fließmitteln erforder-lich, überlagern sich teilweise gegensätzliche Effekte desHydratationsfortschritts mit Effekten aus der hieraus be-dingten Adsorption von PCE. Während eine beschleunig-te Hydratation das Bindemittel grundsätzlich ansteifenlässt, führt die schnellere Bildung von Ettringit auch zuvermehrter Adsorption von PCE, was wiederum einestarke Verflüssigung zur Folge hat. Eine Verzögerung beiniedrigen Temperaturen verhindert einerseits grundsätz-

Bild 1 Konkurrenz zwischen PCE-Molekülen und Sulfationen bei der Adsorp-tion und zeitversetzte Adsorption durch die Entstehung von EttringitCompetitions for adsorption spaces between PCE molecules and sulphate ions and time-delayed adsorption due to ettringite formation

Bild 2 Schematische Darstellung des unterschiedlichen Einflusses der Temperatur auf Normalbeton und auf SVBFlow chart of the different influences of temperature on normal concrete and SCC

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

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lich frühe morphologische Veränderungen der Bindemit-telpartikel, welche die Verarbeitbarkeit reduzieren. Ande-rerseits entstehen gleichsam Reaktionsprodukte nur ingeringen Mengen oder verzögert, sodass nicht ausrei-chend Adsorptionsflächen für die PCE verfügbar sind.Dies wiederum verringert die Verflüssigungswirkung desFließmittels. Bild 2 stellt diesen Zusammenhang sowieden Unterschied zum Normalbeton schematisch dar.

4 Forschungsbedarf

Inwieweit veränderliche Temperaturen auf einen SVBverflüssigend oder ansteifend wirken, hängt also nichtnur wie beim Normalbeton vom fortschreitenden Hydra-tationsverlauf ab, sondern auch von dessen Einfluss aufdie Adsorption von Polymeren. Hierdurch erklären sichauch Berichte über unterschiedliche Auswirkungen ver-änderlicher Temperaturen auf das Verhalten von SVB.

YAMADA et al. berichten von einer Abnahme der Fließ -fähigkeit von Zementleimen bei niedrigen Temperaturen,während hohe Temperaturen zu einer zeitlich versetztenAbnahme der Fließfähigkeit führen [11]. Bei GOLAS-ZEWSKI und CYGAN kann abweichend davon von einerZunahme der Fließfähigkeit von Zementleimen gegen-über dem Verhalten bei einer Vergleichstemperatur von20 °C sowohl bei niedrigen als auch bei hohen Temperatu-ren beobachtet werden [12]. PETIT et al. zeigen anhandvon Mikromörteln, dass unterhalb einer mischungsab-hängigen Grenztemperatur ein Abfall der Fließgrenze be-obachtet werden kann [13]. Berücksichtigt man die vonYAMADA et al. [11] dargestellte, temperaturbedingt unter-schiedliche Löslichkeit von Sulfaten sowie den bei PLANK

et al. dargestellten Wettbewerb der PCE mit den Sulfatio-nen um Adsorptionsflächen [9] sowie die von SCHOBER

und FLATT [7] berichtete wesentliche Abhängigkeit desFließverhaltens von der Menge an adsorbierten Polyme-ren, wird ersichtlich, dass die Ladungsdichte des Poly-mers das Temperaturverhalten des Bindemittelleims we-sentlich beeinflussen muss.

Nur wenige Studien zeigen Ergebnisse des Temperatur-verhaltens von SVB anhand von Betonversuchen. AusVersuchen von GOLASZEWSKI und CYGAN [12] geht her-vor, dass erhöhte Temperaturen zum Verlust der Verar-beitbarkeit führten, während niedrige Temperaturen eineVerbesserung herbeiführen konnten. SCHMIDT und KÜH-

NE berichten davon abweichend von einem Verlust derVerarbeitbarkeit bei niedrigen Temperaturen und einerstarken anfänglichen Entmischungsneigung bei hohenTemperaturen [14]. Die untersuchten Mischungen unter-scheiden sich insbesondere in ihrem Wasser-Feststoff-Ver-hältnis im Leim. Während die von GOLASZEWSKI und CYGAN [12] untersuchten Betone hohe Bindemittelvolu-mina mit großem Mehlkorngehalt aufwiesen, war dasBindemittelvolumen bei SCHMIDT und KÜHNE [14] ver-gleichsweise gering. In SCHMIDT et al. [15] werden an-hand von Mischungsentwürfen des Mehlkorntyps unddes Stabilisierertyps große Unterschiede im Temperatur-verhalten beider Entwurfstypen aufgeführt. Neben demEinfluss der Hydratation und der Fließmittelmodifikationmuss entsprechend der Einfluss des Betonentwurfstypsberücksichtigt werden. Anhand der dargestellten Versu-che an unterschiedlichen Mischungsentwurfstypen undunter Verwendung von Fließmitteln mit unterschiedlicherLadungsdichte werden die auftretenden Effekte in unter-schiedlichen Temperaturbereichen erläutert, und es wer-den Entscheidungskriterien für eine robuste Betonagevon SVB für spezifische Temperaturbereiche aufgeführt.

5 Versuchsaufbau und Spezifikationen

Für die Versuche wurden zwei charakteristisch unter-schiedliche Basisrezepturen entwickelt (Tab. 1). Hierbeihandelt es sich um einen SVB mit hohem Mehlkornge-halt, dessen Stabilität auf einem niedrigen Wasser-Mehl-korn-Verhältnis basiert (Mehlkorntyp) sowie um einenSVB mit gegenüber Normalbeton nur leicht erhöhtemMehlkorngehalt, der ein höheres Wasser-Mehlkorn-Ver-hältnis aufweist (Stabilisierertyp). Beide Mischungen ent-halten modifizierte Kartoffelstärke als Stabilisierer, wobeidessen Anteil im Mehlkorntyp vernachlässigbar geringausfällt, während dem Stabilisierertyp vergleichsweise hohe Mengen zugegeben werden müssen.

Variationen der in Tab. 1 dargestellten Basisrezepturenergaben sich durch Verwendung unterschiedlicher Fließ-mittel. Die verwendeten PCE weisen eine gleiche Haupt-kette, aber unterschiedliche Seitenkettenanordnungenauf, sodass die Polymere durch unterschiedliche anioni-sche Ladungsdichten charakterisiert werden können. DieZugabemenge 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

Tab. 1 Grundrezepturen der MischungsentwürfeBasic compositions of the mix design types

Mischungsentwurf Mehlkorntyp StabilisierertypMixture composition Powder type Stabilising agent type

Zement/Cement 310 kg/m³ 350 kg/m³

Kalksteinmehl/Limestone filler 250 kg/m³ 130 kg/m³

Wasser/Water 175 kg/m³ 175 kg/m³

Sand/Sand (0,1–4,0 mm) 808 kg/m³ 848 kg/m³

Gesteinskörnung/Aggregates (4,0–16,0 mm) 791 kg/m³ 831 kg/m³

ergab. Einen Überblick über die Charakteristika der Zusatzmittel und die individuellen Dosierungen liefertTab. 2. Die PCE-spezifischen Dosierungen wurden bei allen Temperaturen konstant gehalten.

Rheometrische Untersuchungen am Beton wurden mit-hilfe eines CONTEC-Rheometer-4SCC durchgeführt. Dasmobile Betonrheometer erlaubt es, anhand der gemesse-nen Stromstärke über definiert veränderte Drehzahlenunter der Annahme BINGHAM’schen Fließverhaltens qua-litative Informationen über die Fließgrenze (G-Yield) unddie Viskosität (H-Viscosity) zu gewinnen [3]. Vorlagerungder Rohstoffe, Mischen und Versuchsablauf wurden in ei-ner Klimakammer bei jeweiliger Beobachtungstempera-tur durchgeführt. Für die Beobachtung der zeitlichen Ent-wicklung der Verarbeitbarkeit wurden die Messungen di-rekt nach dem Mischen sowie 30, 60 und 90 Minutennach Mischende durchgeführt.

Die Probekörper für die Druckfestigkeitsuntersuchungen(15 × 15 × 15 cm³) wurden nach 30 Minuten hergestelltund bei individueller Untersuchungstemperatur abge-

deckt gelagert. Im Anschluss an die rheologischen Mes-sungen zum Zeitpunkt 90 Minuten nach Mischende wur-den die Probekörper abgedeckt bei 20 °C gelagert. Nach24 Stunden wurden sie ausgeschalt und bis zur Prüfungbei 21 °C unter Wasser gelagert. Die Prüfungen erfolgtenentsprechend DIN EN 12390-2 (2001).

6 Versuchsergebnisse

Die in den Bildern 3 und 4 dargestellten G-Yield-Werteliefern qualitative Aussagen über den Verlauf der Fließ-grenze über die Zeit. Steigende Werte bedeuten einen An-stieg der Fließgrenze, also eine Reduktion des Setzfließ-maßes. Zur Verdeutlichung der Ergebnisse sei angemerkt,dass die Betone mit G-Yield-Werten größer als 2 000 mAkeinerlei selbstverdichtende Eigenschaften mehr aufwie-sen. SVB mit Werten bis etwa 1 500 mA waren gut ver -arbeitbar.

Für die mehlkornreichen SVB ergaben sich abhängigvom verwendeten Fließmittelpolymer deutliche Unter-

Tab. 2 Zusatzmittelcharakteristik und DosierungenAdmixture characteristics and dosages

PCE Mehlkorntyp StabilisierertypPowder type Stabilising agent type

Code Ladungsdichte PCE Feststoff ST PCE Feststoff STCharge density PCE solids PCE solids

M.-%1 M.-%2 M.-%1 M.-%2

PCE1 Niedrig/low 0,62 0,035 0,68 0,24

PCE2 Hoch/high 0,38 0,035 0,44 0,24

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

Bild 3 G-Yield-Werte der Mehlkorn-SVB bei unterschiedlichen Temperaturen für PCE mit unterschiedlicher LagerungsdichteG-Yield values at different temperatures for powder type SCCs with differently charged PCEs

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schiede im Temperaturverhalten (Bild 3). Während unterVerwendung des niedrig geladenen Polymers weder eindeutlicher Einfluss der Zeit noch des verwendeten Poly-mers über den Beobachtungszeitraum zu erkennen ist,können für das hoch geladene Polymer spezifische Ein-flüsse erkannt werden. Während die anfänglich niedrigeFließgrenze bei 5 °C über den gesamten Beobachtungs-zeitraum aufrecht erhalten werden kann, findet bei 20 °Cein Ansteifen über die Zeit statt, sodass gute Verarbei-tungseigenschaften lediglich über einen Zeitraum von60 Minuten erhalten bleiben. Bei 30 °C liegt die Fließgren-ze bereits nach dem Mischen höher als bei den geringerenTemperaturen. Darüber hinaus steigt sie mit der Zeit sehrschnell an, sodass bereits nach 30 Minuten keinerleiselbstverdichtende Eigenschaften mehr vorliegen und derBeton zu späteren Zeitpunkten bereits zu steif für weitereMessungen ist.

Ein anderes Bild ergibt sich für die Mischungen der SVBdes Stabilisierertyps (Bild 4). Im Gegensatz zu den Mehl-kornmischungen zeigen hier die SVB mit niedrig gelade-nem Polymer deutliche Temperaturabhängigkeiten. Bei20 °C bleibt die anfängliche Fließgrenze weitgehend kon-stant, bei 30 °C liegt sie höher, nähert sich aber mit leichtfallender Tendenz mit der Zeit dem Verlauf der Kurve bei20 °C an. Bei 5 °C allerdings liegt der G-Yield-Wert bereitsanfänglich deutlich über den Werten bei 20 °C und 30 °Cund steigt kontinuierlich an. Selbstverdichtende Verarbei-tungseigenschaften sind für diese Temperatur-Fließmittel-Kombination zu keinem Zeitpunkt gegeben.

Ein deutlich geringerer Temperatureinfluss kann unterVerwendung des hoch geladenen Polymers beobachtetwerden. Bei allen Temperaturen findet ein stetiger An-stieg der Fließgrenze mit der Zeit statt. Zwischen 5 °Cund 20 °C kann kein signifikanter Unterschied ausge-

macht werden, die Verarbeitungseigenschaften bleibenüber den gesamten Beobachtungszeitraum gut. Bei 30 °Cist der zeitabhängige Anstieg der Fließgrenze deutlichausgeprägter, sodass nach 60 und 90 Minuten keineselbstverdichtenden Eigenschaften mehr vorliegen. Aller-dings bleibt die Fließgrenze deutlich niedriger als beimvergleichbaren Mehlkorntyp.

7 Ergebnisdiskussion7.1 Einfluss des Wasser-Mehlkorn-Verhältnisses

Beide Entwurfstypen verhalten sich bei 20 °C in Abhän-gigkeit vom verwendeten Fließmittel sehr ähnlich. Erwar-tungsgemäß hält das niedrig geladene Polymer die Kon-sistenz über einen langen Zeitraum an, während das hochgeladene Polymer zunächst besser verflüssigt, dann aberzu einem schnelleren Ansteifen führt.

Bei der Temperatur, auf die die Betone abgestimmt wur-den, kann also kein signifikanter Unterschied zwischenMehlkorntyp und Stabilisierertyp ausgemacht werden.Weicht die Umgebungstemperatur aber von der Tempera-tur ab, auf die die SVB abgestimmt wurden, wird deutlich,dass eine einfache Beschreibung des temperaturabhängi-gen Verhaltens von SVB nicht möglich ist. Eine Differen-zierung zwischen mehlkornreichen und mehlkornarmenSVB ist notwendig, da diese unterschiedliche Wasser-Mehlkorn-Verhältnisse besitzen.

Mehlkorn-SVB haben üblicherweise ein Wasser-Feststoff-Verhältnis, welches nahe am minimalen Wasseranspruchdes Bindemittelgemischs liegt. Hierdurch liegen sehr enggepackte Partikel im Zementleim vor. Im Laufe der Hy-dratation stattfindende morphologische Veränderungender Partikel wirken sich direkt auf deren wechselseitige

Bild 4 G-Yield-Werte der Stabilisierer-SVB bei unterschiedlichen Temperaturen für PCE mit unterschiedlicher LagerungsdichteG-Yield values at different temperatures for stabilising agent type SCCs with differently charged PCEs

Beweglichkeit aus. Vergrößert sich die Partikeloberfläche,behindern sich die Partikel gegenseitig. Die Rheologie ei-nes SVB des Stabilisierertyps wird viel stärker von derflüssigen Phase zwischen den Partikeln bestimmt. Die Ab-stände der Partikel – entmischungsfreies Fließen voraus-gesetzt – sind vergleichsweise groß, sodass morphologi-sche Veränderungen eines Partikels sich weniger stark aufdie Beweglichkeit eines benachbarten Partikels auswir-ken.

Bei 5 °C zeigt der Mehlkorntyp unabhängig vom Fließmit-tel sehr gute Fließeigenschaften über einen sehr langenZeitraum. Der Stabilisierertyp besitzt hingegen nur unterVerwendung des hoch geladenen Polymers gute Fließ -eigenschaften. Mit dem niedrig geladenen Polymer kannkeine Fließfähigkeit erreicht werden.

Bei 30 °C ergibt sich ein umgekehrtes Bild. Der Stabilisie-rertyp funktioniert unabhängig vom PCE deutlich stabilerals der Mehlkorntyp. Es ist zwar unter Verwendung deshoch geladenen Polymers ein Ansteifen zu erkennen, diesfällt aber deutlich geringer aus als beim Mehlkorntyp, derbereits nach sehr kurzer Zeit nicht mehr verarbeitbar ist.

7.2 Einfluss der PCE-Adsorption

Berücksichtigt man den signifikanten Unterschied imWasser-Feststoff-Verhältnis sowie den zuvor geschildertenEinfluss der Ladungsdichte des PCE auf das zeitliche Ad-sorptionsverhalten, lassen sich die kombinierten Effektemodellhaft darstellen, wodurch sich nachvollziehen lässt,warum gerade bei hohen Temperaturen der Mehlkorntypund hoch geladenes PCE sowie bei niedrigen Temperatu-ren Stabilisierertyp und niedrig geladenes PCE ungünsti-ge Kombinationen darstellen.

Fließmittel mit hoher Ladungsdichte adsorbieren nachZugabe sehr schnell und sorgen für eine schnelle Verflüs-sigung. Die bei hohen Temperaturen sehr schnell fort-schreitende Hydratation lässt auf der Oberfläche der Par-tikel sehr schnell AFm, AFt und Hydratphasen aufwach-sen, welche einerseits die sterische Wirkung der bereitsadsorbierten PCE minimieren, andererseits die Beweg-lichkeit der Partikel aufgrund der dichten Packung redu-zieren (Bild 5). Wird unter gleichen Umgebungsbedingun-gen ein niedrig geladenes Polymer verwendet, bleibt zu-nächst ein größerer Teil der PCE ohne Effekt auf die Ver-flüssigung in Lösung. Mit fortschreitender Hydratationkönnen diese zunächst nicht adsorbierten Polymere zeit-versetzt adsorbieren und somit der morphologisch be-dingten Immobilisierung der Partikel entgegenwirken(Bild 5).

Bei niedrigen Temperaturen gelten zunächst die gleichenRegelmäßigkeiten. Hoch geladene Polymere adsorbierensehr schnell in hoher Menge und führen folglich zu einerguten Anfangsverflüssigung (Bild 6). Niedrig geladene Po-lymere verbleiben zunächst teilweise wirkungslos in derPorenlösung. Bei niedrigen Temperaturen findet die Hy-

dratation allerdings deutlich verlangsamt statt, sodass kei-ne oder nur wenige zusätzliche Adsorptionsflächen überdie Zeit aufwachsen und die nicht adsorbierten Polymereauch über die Zeit keine Wirkung entfalten können. Hier-durch können die Partikel beim Fließen nicht effektiv sta-bilisiert werden, sodass sie sich gegenseitig behindern.

7.3 Auswirkungen rheologisch ungünstiger Mischungsparameter auf die Festbetoneigenschaften

Die Folgen einer ungünstigen Kombination aus Fließmit-telmodifikation und Mischungsentwurfstyp werden an-hand der in den Bildern 7 und 8 dargestellten Ergebnisseder Druckfestigkeitsmessungen nach 28 Tagen sichtbar.

Bild 5 Zeitliche Veränderung der Partikelinteraktionen bei hohen Temperatu-ren in Abhängigkeit von der Lagerungsdichte eines PCETime dependent evolution of the particle interactions at high tempera-tures depending upon the charge density of the PCE

Bild 6 Zeitliche Veränderung der Partikelinteraktionen bei niedrigen Tempe-raturen in Abhängigkeit von der Lagerungsdichte eines PCETime dependent evolution of the particle interactions at low tempera-tures depending upon the charge density of the PCE

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Unabhängig von der Verarbeitungstemperatur und derPCE-Modifikation weisen die Druckfestigkeiten aller Mi-schungen nur sehr geringe Schwankungen auf. Ausnah-men bilden lediglich die zuvor als rheologisch ungünstigidentifizierten Mischungen. Dies ist bei niedriger Tempe-ratur der Stabilisierertyp in Kombination mit einem nied-rig geladenen PCE und bei hoher Temperatur der Mehl-korntyp zusammen mit einem hoch geladenen PCE. Dieschlechte Verarbeitbarkeit dieser Mischungen führte zumangelnder Verdichtung und somit letztendlich zu deut-lich reduzierten Druckfestigkeiten.

7.4 Auswahlparameter für robuste SVB bei veränderlichen Temperaturen

Tab. 3 liefert einen qualitativen Überblick über die be-trachteten SVB-Modifikationen. Es ist erkennbar, dassprinzipiell beide Entwurfstypen für jede untersuchte Tem-peratur in Frage kommen. Allerdings muss bei Verwen-dung eines Stabilisierertyp-SVB in niedrigen Temperatu-ren ein hoch geladenes PCE eingesetzt werden, währendbei Verwendung eines Mehlkorn-SVB in hohen Tempera-turen ein niedrig geladenes PCE eingesetzt werden sollte.Eine individuelle Anpassung an die klimatischen Rah-menbedingungen durch flexible Wahl der PCE-Modifika-tion ist allerdings in der Praxis häufig nicht möglich, oderdem Anwender ist nicht bekannt, welche Adsorptionsei-genschaften das vorgesehene PCE überhaupt aufweist.Unter diesem Gesichtspunkt ist es möglicherweise vonInteresse, einen Beton zu verwenden, der möglichst ro-bust gegen Einflüsse der PCE-Modifikation ist. Bei niedri-gen Temperaturen weist in diesem Falle der Mehlkorntypeine hohe Robustheit auf, während der Stabilisierertypbei hohen Temperaturen deutlich weniger sensibel auf un-terschiedliche PCE-Modifikationen reagiert.

Bild 7 Einfluss unterschiedlicher Temperaturen und PCE auf die 28d-Druck-festigkeit von SVB des MehlkorntypsInfluence of different temperatures and PCEs on the 28d compressivestrength of powder type SCC

Bild 8 Einfluss unterschiedlicher Temperaturen und PCE auf die 28d-Druck-festigkeit von SVB des StabilisierertypsInfluence of different temperatures and PCEs on the 28d compressivestrength of stabilising agent type SCC

Tab. 3 Beobachtungen zum Einfluss des Mischungsentwurfs und der FließmittelmodifikationObservations regarding the influence of the mixture composition and the superplasticizer modification

Ladungsdichte des PCEs ProblemfeldCharge density of PCE Problem field

Niedrig HochLow High

Stabilisierertyp 5 °C Keine Fließfähigkeit, Lange Verarbeitungszeit PCE-AbhängigkeitStabilising agent type niedrige Festigkeiten

Poor flow, low strength Good flow retention PCE dependency

20 °C Lange Verarbeitungszeit Lange Verarbeitungszeit –Good flow retention Good flow retention

30 °C Lange Verarbeitungszeit Mittlere Verarbeitungszeit –Good flow retention Medium flow retention

Mehlkorntyp 5 °C Lange Verarbeitungszeit Lange Verarbeitungszeit –Powder type Good flow retention Good flow retention

20 °C Lange Verarbeitungszeit Mittlere Verarbeitungszeit –Good flow retention Medium flow retention

30 °C Lange Verarbeitungszeit Konsistenzverlust, PCE-Abhängigkeitniedrige Festigkeiten

Good flow retention Poor flow retention, low strength PCE dependency

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8 Zusammenfassung und Ausblick

Mithilfe rheometrischer Methoden wurden Untersuchun-gen zum Einfluss der Umgebungstemperatur auf die Ver-arbeitungseigenschaften von SVB durchgeführt. Hierbeiwurden zwei charakteristisch unterschiedliche Mi-schungsentwürfe für selbstverdichtende Betone sowiezwei in der Höhe ihrer anionischen Ladungsdichte unter-schiedliche Fließmittel auf Basis von Polycarboxylatetherkombiniert und systematisch variiert.

Die Untersuchungen bestätigen, dass eine einfache Über-tragung der Kenntnisse des Temperaturverhaltens vonNormalbeton auf SVB nicht möglich ist, da die Wechsel-wirkung zwischen Zementhydratation und Fließmittelad-sorption das temperaturabhängige Verhalten deutlich be-einflusst. Aus den dargestellten Versuchen können folgen-de Schlüsse gezogen werden:

– Bei der Charakterisierung des temperaturbedingtenVerhaltens von SVB ist eine Unterscheidung zwischenMischungen mit hohem und niedrigem Wasser-Mehl-korn-Verhältnis im Bindemittel notwendig.

– Die Verarbeitungseigenschaften von SVB des Mehl-korntyps wurden bei 30 °C sehr stark von der La-dungsdichte des PCE geprägt. Während die Verarbei-tungseigenschaften mit einem niedrig geladenen PCEsehr gut waren, verlor der SVB mit hoch geladenemPCE sehr schnell an Konsistenz. Hoch geladene PCEadsorbieren sehr früh. Die beschleunigte Hydratationreduziert deren Wirkung rapide, sodass morphologi-sche Veränderungen auf den Partikeloberflächen, diedie Beweglichkeit der Partikel reduzieren, nicht mehrausgeglichen werden können. Niedrig geladene PCEadsorbieren verzögert und können somit die Partikellänger auf Abstand halten.

– Bei niedrigen Temperaturen hingen die Frischbetonei-genschaften der SVB des Stabilisierertyps sehr starkvon der Ladungsdichte des PCE ab. Während PCEmit hoher Ladungsdichte gute Verarbeitungseigen-schaften hervorbringen kann, führt PCE mit niedrigerLadungsdichte zum Verlust der Fließeigenschaften. In-folge der verlangsamten Hydratation werden nur we-nige Adsorptionsflächen ausgebildet. Fließmittel mitniedriger Ladungsdichte werden verdrängt und kön-nen sich auch mit der Zeit nicht anlagern, um die Par-tikel zu stabilisieren.

– Infolge der Beobachtungen und der Erklärungsmodel-le konnten günstige und ungünstige Kombinationenaus Mischungsentwurf, PCE-Modifikation und Umge-bungstemperatur plausibel aufgeführt und Entschei-dungskriterien für die Generierung einer hohen Ro-bustheit in unterschiedlichen Temperaturbereichen ge-neriert werden.

– Sind unterschiedliche Fließmittelmodifikationen vor-handen und deren Eigenschaften bekannt, kann aufSchwankungen in der Umgebungstemperatur flexibelreagiert werden, indem bei niedrigen Temperaturenein PCE mit hoher Ladungsdichte gewählt wird undbei hohen Temperaturen entsprechend ein PCE mitniedriger Ladungsdichte.

– Sind die PCE-Eigenschaften nicht bekannt oder kanndas PCE nicht variiert werden, kann der Mischungs-entwurf den Umgebungstemperaturen angepasst wer-den. Bei hohen Temperaturen verhält sich ein Stabili-sierertyp robuster als ein Mehlkorntyp, bei niedrigenTemperaturen sollte ein Mehlkorntyp gewählt werden.

Mischungsentwurf und Zusatzmittelwahl stellen die we-sentliche Einflussgröße für veränderliche Verarbeitungsei-genschaften von SVB bei unterschiedlichen Temperatu-ren dar. Allerdings spielen neben der Zusatzmittel-Ze-ment-Interaktion weitere Faktoren, wie z. B. Zusatzstoffeund stabilisierende Zusatzmittel eine Rolle, indem sie diehier dargestellten Effekte möglicherweise vermindernoder verstärken. An dieser Stelle wird auf diese Effektenicht weiter eingegangen, es sei aber auf weitere Publika-tionen der Autoren zu diesem Themenbereich hingewie-sen [15 bis 17].

In der Praxis liegen dem Anwender die maßgeblichenMaterialeigenschaften häufig nicht vor. Die in dieser Ar-beit entwickelte modellhafte Darstellung der Interaktio-nen trägt zum Verständnis einiger temperaturbedingterEffekte bei. Für die Entwicklung robuster Betone für ver-änderliche Temperaturen oder spezielle Temperaturberei-che ist daher – aufbauend auf den Darstellungen dieserArbeit – ein stufenweises Entwurfskonzept in Kombina -tion mit schnell anwendbaren Prüfverfahren zur Bestim-mung der Zement-Zusatzmittel-Interaktionen erforder-lich, das Gegenstand zukünftiger Forschungsarbeiten ander BAM sein wird.

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Autoren

BAM Bundesanstalt für Materialforschung und -prüfungUnter den Eichen 8712205 Berlin

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

Dr.-Ing. Hans-Carsten Kühnehans-carsten.kuehne@bam.de

prof.dr.ir. Henricus Jozef Hubertus BrouwersEindhoven University of TechnologyDepartment of the Built EnvironmentP.O. Box 513 – Vertigo 6.105600 MB Eindhoven, The Netherlands jos.brouwers@tue.nl

Dipl.-Ing. Wolfram SchmidtBAM Bundesanstalt für Material -forschung und -prüfungUnter den Eichen 8712205 Berlinwolfram.schmidt@bam.de

Till Büttner, Michael Raupach FACHTHEMA

DOI: 10.1002/best.201200038

Dauerhaftigkeit polymergetränkter AR-Glas-Bewehrungen in Beton – Materialauswahl und Lebensdauerprognose

1 Einleitung

Der Werkstoff Textilbeton (Englisch: Textile ReinforcedConcrete; TRC) ist ein innovativer Werkstoff, mit demdünnwandige und hochbelastbare Bauteile in Sichtbeton-qualität realisiert werden können. Im Rahmen des Son-derforschungsbereichs SFB 532 wurde der Werkstoff Tex-tilbeton umfassend untersucht. So wurden die Grundla-gen für den Entwurf, die Konstruktion sowie die Bemes-sung dieses innovativen Werkstoffes entwickelt [1, 2].Neben der Schaffung von wissenschaftlichen Grundlagenwurden zahlreiche Anwendungsprojekte basierend aufden Forschungsergebnissen aus dem SFB 532 realisiert.Ein Beispiel für die Anwendung von TRC ist die 2010 rea-lisierte textilbewehrte, in Längsrichtung vorgespannteFußgängerbrücke in Albstadt-Lautlingen, die in ihrerSchlankheit und geringen Aufbauhöhe als Betonkon-struktion bisher einzigartig ist [3, 4], Bild 1.

Bei der Anwendung und der Auswahl von geeigneten tex-tilen Bewehrungen für Textilbetonanwendungen ist ne-ben der Handhabbarkeit während der Herstellung undder maximalen Tragfähigkeit auch die Dauerhaftigkeit re-levant. Die Entwicklung von AR-Glas geht auf Dauerhaf-

tigkeitsuntersuchungen in den 1970er Jahren in Englandzurück, die zum Ziel hatten, Glas chemisch so zu ver -ändern, dass eine ausreichende Stabilität des Glasnetz-werkes in einem alkalischen Medium, wie z. B. Beton, er-zielt wird.

Die Ursache für den Festigkeitsverlust der AR-Glas-Be-wehrung ist auch 40 Jahre nach der Entwicklung des Ma-terials ein aktuelles Forschungsthema. In der Literaturwird generell zwischen zwei unterschiedlichen Ansätzenunterschieden: i) mechanische Schädigung des Glases,z. B. durch eine Verdichtung der Betonmatrix um denGlasroving und ggf. ein Eindrücken von Hydrationspro-dukten in die Glasoberfläche [5 bis 7] und ii) ein chemi-scher Angriff des Glases durch die in der Betonporenlö-sung enthaltenen Alkalien [8 bis 11]. Basierend auf inter-national durchgeführten sowie eigenen Forschungsarbei-ten kann mittlerweile allerdings davon ausgegangenwerden, dass dieser Festigkeitsverlust im Wesentlichenauf einen chemischen Angriff des Glases durch die in derBetonporenlösung enthaltenen Alkalien zurückzuführenist [12, 13]. Dieser chemische Angriff führt zu der Bildungvon Korrosionskerben in den einzelnen Glasfilamenten,die zu einer Reduktion der Zugfestigkeit der einzelnen Fi-

Die bei Textilbetonbauteilen üblicherweise zum Einsatz kom-menden Bewehrungen bestehen entweder aus Carbon oderAR-Glas. Aufgrund des Preises und der Verfügbarkeit am Markthat AR-Glas gegenüber Carbon im Bereich des Neubaus aller-dings eine deutlich größere Verbreitung am Markt. Trotz derchemischen Modifikation zur Verbesserung der Alkalibestän-digkeit von AR-Gläsern gegenüber E-Glas kann bei AR-Gläsernein nennenswerter Festigkeitsverlust infolge der Alkalität desBetons innerhalb der üblichen Lebensdauer eines Bauwerksfestgestellt werden. Eine Möglichkeit, den langfristigen Festig-keitsverlust zu reduzieren, ist der Aufbau einer Diffusionsbar-riere um die einzelnen Rovings durch eine polymere Tränkung.Im Rahmen der vorliegenden Veröffentlichung werden mögli-che Tränkungsmaterialien sowie die Auswirkungen dieser aufdie Dauerhaftigkeit der textilen Bewehrungen anhand von Ver-suchen bewertet. Weiterhin werden ein Modell zur Prognosedes langfristigen Festigkeitsverlustes polymermodifizierter Be-wehrungen sowie Ergebnisse von Parameterstudien vorge-stellt.

Durability of polymer-impregnated AR-glass in textilereinforced concrete – material selection and long-termpredictions Textile reinforced concrete (TRC) represents a new and innova-tive building material, in which the reinforced is made out oftechnical textiles. Technical textiles are made out of AR-glassor carbon. Even when glass is considered to be alkali-resistant(AR), the AR-glass reinforcement shows a certain loss of ten-sile strength over the live time of a building member. This lossof strength is mainly caused by an alkaline attack of the glassnetwork due to the high alkalinity of the pore solution of con-crete. Due to the requirements of the load-bearing capacity aswell as the handling during the production of TRC buildingmembers, the reinforcement structures used meanwhile aremainly impregnated with polymers. Depending on the type ofpolymer, the polymer-impregnation cannot only increase theload-bearing capacity but can also decrease the loss ofstrength of AR-glass due to a build-up of a diffusion barrieraround the reinforcement. In this paper different polymers,which can be used to impregnate the reinforcement, as well astheir influence on the durability are presented. In addition amodel, which can be used to predict the long term loss ofstrength of polymer-impregnated AR-glass is presented. Be-sides the model, results of parameter studies are shown.

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

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lamente führen. Da Glas ein spröder Werkstoff ist, rei-chen im Vergleich zu dem Durchmesser der Filamente –14 bis 27 μm – kleine Fehlstellen mit einer Tiefe von meh-reren 10 nm aus, um die Zugfestigkeit der Filamente deut-lich zu reduzieren [9].

Basierend auf der Tatsache, dass die Reduktion der Zug-festigkeit der Filamente im Wesentlichen infolge eines al-kalischen Angriffs auf das Glasnetzwerk erfolgt, ergebensich mehrere Möglichkeiten, eine Reduktion des Festig-keitsverlustes der textilen Bewehrungen zu erzielen:

– Reduktion des pH-Wertes in der Umgebung der Be-wehrung,

– Schutz der Bewehrung vor dem Zutritt von Alkalien,– Absenken des Wassergehaltes im Beton, bis die Ionen-

leitfähigkeit auf ein unschädliches Maß reduziert ist.

In der vorliegenden Veröffentlichung wird nur auf dieAuswirkung einer Tränkung der Bewehrung auf die Dau-erhaftigkeit der AR-Glas-Bewehrung eingegangen. Die Er-höhung der Dauerhaftigkeit infolge einer lokalen Reduk-

tion des pH-Wertes in der Umgebung der Bewehrung istz. B. in [14] sowie infolge des Absenkens des Wassergehal-tes u. a. in [15] erläutert.

Der Schutz der Bewehrung vor dem Zutritt von Alkalienkann u. a. durch eine polymere Tränkung der Bewehrungerfolgen. Als Tränkungspolymere können sowohl wässri-ge Dispersionen als auch reaktive Systeme verwendetwerden. Als wässrige Dispersionen werden in der RegelStyrol-Butadien-Latex-Dispersionen (SBR-Dispersionen)verwendet, als reaktive Systeme üblicherweise Epoxid-harze. Diese haben gegenüber SBR-Dispersionen denVorteil, dass die Tragfähigkeit der Bewehrung signifikantgesteigert werden kann und die Zugfestigkeit der poly-mergetränkten AR-Glas-Bewehrung nahezu die Filament-zugfestigkeit erreicht. Die bei der Tränkung mit Epoxid-harzen entstehenden Bewehrungsstrukturen haben imWesentlichen die gleiche Erscheinung wie ungetränktesAR-Glas, unterscheiden sich allerdings deutlich von kom-merziell verfügbaren GfK-Bewehrungen (Bild 2). Auf-grund der genannten Vorteile gegenüber SBR-Dispersio-nen werden im Nachfolgenden ausschließlich Epoxidhar-ze als Tränkungspolymer betrachtet.

Allerdings muss auch bei polymergetränkten Bewehrun-gen davon ausgegangen werden, dass die AR-Glas-Be-wehrung nicht vollständig vom Zutritt von Alkalien iso-liert wird und es so zu einem langfristigen Festigkeitsver-lust der AR-Glas-Filamente kommt. Um diesen in Abhän-gigkeit vom verwendeten Bewehrungsmaterial sowie vonder Exposition berechnen zu können, wurde von den Au-toren ein Prognosemodell für die Berechnung des lang-fristigen Festigkeitsverlustes polymergetränkter Beweh-rungen entwickelt.

2 Grundlagen für die Modellierung des langfristigenFestigkeitsverlustes getränkter Bewehrungen

Die Modellierung der AR-Glaskorrosion von polymermo-difizierten AR-Glas-Bewehrungen erfolgt mithilfe von la-bortechnisch bestimmten Material- sowie Expositions-

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

Bild 1 Textilbewehrte Brücke in Albstadt-Lautlingen – Ansicht der Brücke beiNacht [3, 4]Textile reinforced brige in Albstadt-Lautlingen – night view [3, 4]

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

kennwerten unter Berücksichtigung der folgenden An-nahmen:

– Die getränkten Bewehrungen weisen eine defektfreieTränkung auf, d. h. der Transport von Wasser sowieAlkalien zum Glas erfolgt ausschließlich über Diffu -sion.

– Infolge der polymeren Tränkung wird der maßgeben-de Schädigungsmechanismus des Glases (Reduktionder Zugfestigkeit infolge der Bildung von Korrosions-kerben) nicht wesentlich verändert, und eine Redukti-on der Zugfestigkeit ist auch bei polymergetränktenAR-Gläsern auf einen alkalischen Angriff und die Bil-dung von Korrosionskerben zurückzuführen.

– Das verwendete Tränkungsharz ist hydrolysestabil,d. h. es kommt zu keiner Zerstörung des Laminates/der getränkten Bewehrung infolge einer Verseifungdes Harzes.

– Aus dem Tränkungsharz werden keine das Glas an-greifenden Stoffe gelöst und zu der Glasoberflächetransportiert.

– Die gewählte geometrische Idealisierung des Rovingsist unabhängig von dem Fasergehalt der polymerge-tränkten Bewehrung, und der Fasergehalt findet aus-schließlich Berücksichtigung bei der Berechnung desDiffusionskoeffizienten des faserverstärkten Polymersaus den experimentell ermittelten Materialkennwer-ten.

– Die Modellierung des langfristigen Festigkeitsverlustesgeht von einem ungerissenen Querschnitt, wie er häu-fig bei Textilbetonanwendungen aufgrund der Anfor-derungen an die Sichtbetonqualität vorliegt, aus. Un-ter Berücksichtigung üblicher Teilsicherheitsbeiwertekann davon ausgegangen werden, dass die Bewehrungmaximal mit ca. 20 % – 30 % der Bruchlast belastet istund damit die Belastung unterhalb der Dauerstands-grenze von Glas liegt [16, 17].

Im Rahmen des nachfolgend vorgestellten Modellierungs-ansatzes wird ferner ausschließlich ein Ausschnitt einespolymergetränkten Rovings betrachtet und davon ausge-

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

Basierend auf der typischen Ausbildung getränkter AR-Glas-Rovings wird im Rahmen der Modellierung zu-nächst ein exakt runder Roving betrachtet. Die Idealisie-rung des Querschnittes erfolgt in einen kreisförmigenQuerschnitt mit einem ideellen Radius r0. Dieser Quer-schnitt wird in n diskrete Schalen unterteilt, deren Dickezunächst dem Durchmesser eines Filaments (dFil) ent-spricht. Zusätzlich zu dem faserverstärkten Bereich wirdeine reine Harzschicht als äußerste Schicht mit in dieIdealisierung einbezogen (Bild 3). Ein ähnliches Schalen-modell wurde von CHUDOBA et al. entwickelt, wobei die-ses Modell der Modellierung der Tragfähigkeit getränkterBewehrungen dient und sogenannte „Interface“-Schich-ten zwischen dem Beton und der Bewehrung sowie inner-halb der einzelnen Filamentschichten enthält [18], die imRahmen der Modellierung der Dauerhaftigkeit nicht er-forderlich sind.

Die Berechnung des ideellen Radius r0 eines Rovings fürdas entwickelte Schalenmodell erfolgt basierend auf derdurchschnittlichen Anzahl der Filamente pro Roving, dieauf n diskrete Schalen der Dicke eines einzelnen Fila-mentes (dFil ) aufgeteilt werden. Unter Berücksichtigungeiner z. B. 10 μm starken Reinharzschicht auf der Außen-seite eines jeden Rovings infolge des Tränkungsprozessesergibt sich bei einem 2400 tex AR-Glas-Roving ein ideel-ler Gesamtradius von 604 μm mit insgesamt 21 Schalen.Dies entspricht einer Gesamtquerschnittsfläche von1,14 mm2. Der ideelle Gesamtradius wird im Rahmen derModellierung nicht an unterschiedliche Fasergehalte an-gepasst, sondern unterschiedliche Fasergehalte werdenausschließlich bei der Berechnung des Diffusionskoeffi-zienten berücksichtigt.

Die Berechnung der Reduktion der Tragfähigkeit infolgeder Glaskorrosion und der damit verbundenen Bildungvon Korrosionskerben erfolgt basierend auf dem Schalen-

Realität

Modell

Bild 3 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]

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modell durch die Abbildung des sukzessiven Ausfalls ein-zelner Schalen von außen nach innen. Im Zuge der Mo-dellierung wird allerdings nicht der Korrosionsprozesseinzelner Glasfilamente betrachtet, sondern der Ausfallder Schalen. Dies bedeutet, dass eine Reduzierung destragenden Querschnittes der polymergetränkten AR-Glas-Bewehrung um eine Schale erfolgt, sobald die das Glasangreifende Porenlösung eine Grenzkonzentration CGrenzan der Innenseite einer faserverstärkten Schale über-schritten hat. Diese Grenzkonzentration an Porenlösungin dem Polymer ist eine Materialkonstante des in der Be-wehrung enthaltenen Glases und muss im Rahmen derModellkalibrierung bestimmt werden.

Die Berechnung des Tiefenprofils des in die getränkte Be-wehrung eindiffundierenden Wassers sowie der in Wassergelösten Stoffe erfolgt als eindimensionaler radialer Diffu-sionsprozess für einen im Betrachtungszeitraum konstan-ten Diffusionskoeffizienten unter Berücksichtigung derFICKschen Diffusionsgesetze. Die grundlegende Glei-chung zur Berechnung einer Konzentration am Ort xzum Zeitpunkt t lautet wie folgt:

mit:C0 Ausgangskonzentrationx OrtskoordinateD Diffusionskoeffizientt Zeit

Das Bild 4 stellt schematisch den Zusammenhang zwi-schen der Diffusionsfront zum Zeitpunkt t sowie dem Flä-chenverlust dar. Unter Berücksichtigung des Bewehrungs-traganteils nach abgeschlossener Rissbildung kann davonausgegangen werden, dass der Flächenverlust des Beweh-rungsquerschnittes identisch mit dem Festigkeitsverlustist. Dies bedeutet, dass der modellierte Flächenverlust mit

=C x, t C · x

experimentell ermittelten Festigkeitsverlusten direkt ver-glichen werden kann.

Die vereinfachend gewählte Betrachtung eines radial ver-laufenden Diffusionsprozesses vernachlässigt allerdings,dass bei einem Kreisquerschnitt die innen liegendenQuerschnitte im Vergleich zu den außen liegenden Quer-schnitten kleiner sind und somit auch schneller durch-strömt werden. Aufgrund der Querschnittsabnahme kanndie Berechnung der Diffusionsfront nicht in konstantenWegintervallen entlang des Radius erfolgen, sondern essind äquivalente Wegintervalle sowie eine äquivalenteWegstrecke (säq ) für die Modellierung zu wählen. Die Be-rechnung der äquivalenten Wegstrecken erfolgt unter Be-rücksichtigung des Flächenanteils der jeweiligen Schalein Bezug auf die äußerste Schale.

3 Untersuchte Materialien3.1 Ausgewählte Betone

In Abhängigkeit von den Anforderungen an ein textilbe-wehrtes Bauteil werden in der Regel anwendungsspezifi-sche Betonmischungen entwickelt, die sich von üblichenBetonen nach DIN EN 206-1 im Größtkorn, im Zement-gehalt und der erreichten Druckfestigkeit unterscheiden.Aufgrund der Bewehrungsstrukturen wird bei textilbe-wehrten Betonen das maximale Größtkorn der Mischun-gen in der Regel auf 8 mm begrenzt [19].

Hier werden zwei unterschiedliche Betonmischungen be-trachtet. Dabei handelt es sich zum einen um eine imSFB 532 am Institut für Bauforschung (ibac) der RWTHAachen entwickelte Feinbetonrezeptur PZ-0899-01. DieBetonmischung weist ein Größtkorn von 0,6 mm auf undist als sehr fließfähige Mischung für die Herstellung vontextilbewehrten Bauteilen im Gießverfahren geeignet. Dieausführliche Beschreibung der Ausgangsmaterialien undder betontechnologischen Kennwerte findet sich u. a. in

Diffusionsfront A∆n

Diffusionsfrontzum Zeitpunkt t

∆∆

Arel, t

Bild 4 Schematisches Nomogramm für die Bestimmung des resultierenden Flächenverlustes ΔArel aus der Diffusionsfront zum Zeitpunkt t sowie der daraus resul-tierenden 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 theresulting loss of cross-sectional area (ΔArel,t) [13]

[19]. Die andere Betonrezeptur wurde im Zuge eines In-dustrieforschungsprojektes entwickelt und untersucht.Diese Betonmischung weist im Gegensatz zu der imSFB 532 entwickelten Mischung ein Größtkorn von5 mm auf und ist auf die Herstellung von hochwertigenSichtbetonoberflächen optimiert. Die Tab. 1 und 2 gebeneinen Überblick über die Zusammensetzung der Betonre-zepturen sowie die mechanischen Kennwerte.

3.2 Polymer zur Tränkung

Als Tränkungspolymere werden im Rahmen der Anwen-dung von Textilbeton überwiegend Epoxidharze (kalt-und heißhärtend) verwendet. Die Tab. 3 stellt die grundle-genden Materialkennwerte ausgewählter Tränkungspoly-mere einander gegenüber. Der für die Modellierung deslangfristigen Festigkeitsverlustes polymergetränkter AR-Glas-Bewehrungen maßgebende Materialkennwert des

Polymers ist der Diffusionskoeffizient des Polymers sowiedes Faserverbundwerkstoffes. Da davon ausgegangenwerden kann, dass die in den polymergetränkten AR-Glas-Bewehrungen enthaltenen AR-Glasfasern kein Was-ser aufnehmen und somit der Diffusionskoeffizient derGlasfasern gleich Null ist, ist bei der Berechnung nur derDiffusionskoeffizient des Tränkungsharzes relevant. DieBerechnung des Diffusionskoeffizienten für die polymer-getränkte Bewehrung auf Basis des Diffusionskoeffizien-ten des Reinharzes erfolgt im Rahmen der vorliegendenArbeit mittels eines geometrischen Ansatzes in Anleh-nung an die Untersuchungen von WETJEN [20], der es er-möglicht, bei bekanntem Fasergehalt der Bewehrung ei-nen Abminderungsfaktor für die Umrechnung des Rein-harz-Diffusionskoeffizienten auf den Diffusionskoeffi-zienten der polymergetränkten Bewehrung zu berechnen.

Für die im Rahmen der vorliegenden Arbeit untersuchtenpolymergetränkten Bewehrungen liegt der Fasergehalt

Tab. 1 Zusammensetzung der untersuchten BetonmischungenCompostions of the investigated concrete mixtures

Beton mischung Zementart Zement gehalt Gesteinskörnung w/z-Wert Größt korn pH-Wert1)

[kg/m³] [mm]

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 5 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 Biegezugfestigkeit kapillare Wasseraufnahme (28 Tage nach Herstellung (28 Tage nach Herstellung gemäß DIN EN ISO 15148 gemäß DIN EN 196) gemäß DIN EN 196) [kg/(m2h0,5)][N/mm²] [N/mm²]

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 Härtungs- Glasüber gang Zugfestigkeit E-Modul 3) Diffusions- Anmerkungtemperatur/ [°C] [N/mm²] [N/mm²] koeffizient Dauer bei 23 °C[°C/h] [x10–12 m²/s]

EP STF STD 23/– 50 1)/82 2) 59,3 ± 4,4 3322 ± 54 0,124 ± 0,008 Laminierharz für die Ver -arbeitung von Glas-, Kohlen-stoff-, Aramidfasern

EP PRE1 120/2 105 1) /108 2) 81,8 ± 5,5 2692 ± 123 n.b. System für die Herstellungvon Prepreg Halbzeugen

EP 5190 120/2 105 1)/108 2) 64,9 ± 4,7 3043 ± 102 0,075 ± 0,007

1) DSC-Messung, Tg ermittelt in der ersten DSC-Messfahrt2) DSC-Messung, Tg ermittelt in der zweiten DSC-Messfahrt3) ermittelt in Anlehnung an DIN EN ISO 527, E-Modul ermittelt im Dehnungsbereich zwischen 0,5 ‰ und 2,5 ‰, Prüftemperatur: 23 °C

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bei rd. 75 %. Dies bedeutet, dass der Diffusionskoeffizientder polymergetränkten Bewehrung das 0,09fache des Dif-fusionskoeffizienten des Reinharzes beträgt.

Der theoretisch maximal mögliche Fasergehalt eines fa-serverstärkten Werkstoffes beträgt bei einer hexagonalenPackung sowie runden Fasern 90,7 %. Da bei dieser Pa-ckungsdichte zwischen den Glasfilamenten kein Polymervorhanden ist, sondern die einzelnen Filamente aneinan-der stoßen, ist (sofern die Filamente kein Wasser aufneh-men) der Diffusionskoeffizient eines faserverstärkten Po-lymers bei einem Fasergehalt von 90,7 % aus technischerSicht Null.

Der Diffusionskoeffizient der polymergetränkten Beweh-rung wird neben dem Fasergehalt auch von der Temperaturund der relativen Luftfeuchte (oder der Feuchte im Poren-raum des Betons) beeinflusst. Basierend auf den in der Lite-ratur verfügbaren Daten kann davon ausgegangen werden,dass der Einfluss der Temperatur auf den Diffusionskoeffi-zienten wesentlich ausgeprägter ist als der Einfluss der rela-tiven Luftfeuchte. Daher kann auf der sicheren Seite lie-gend im Rahmen der nachfolgend dargestellten Modellie-rung der Einfluss der relativen Luftfeuchte auf den Diffusi-onskoeffizienten vernachlässigt werden. Dies hat zur Folge,dass davon ausgegangen wird, dass immer flüssiges Was-ser/Porenlösung auf der Außenseite der Bewehrung an-steht und der Diffusionskoeffizient gegenüber Wasser beiden nachfolgenden Modellierungen verwendet wird.

Der Einfluss der Temperatur auf den Diffusionskoeffizien-ten kann mit einer ARRHENIUS-Beziehung berücksichtigtwerden, sodass anhand von zwei, drei unterschiedlichenTemperaturen bestimmter Diffusionskoeffizienten derTemperatureinfluss berechnet werden kann (Bild 5). DieBestimmung der Diffusionskoeffizienten für die Versucheerfolgt anhand der absoluten Wasseraufnahme von Poly-merproben analog zu dem Vorgehen von NEOGI [21] mit-tels Gl. (2).

mit:Mt Masse der Probe zum Zeitpunkt t in gM∞ Masse der Proben beim Erreichen der Massekon-

stanz in gd Dicke der Probe in cmD Diffusionskoeffizient in cm2/st Zeit in s

Dabei ist zu beachten, dass zum einen der Verlauf derWasseraufnahme dem schematisch dargestellten Verlaufentspricht und zum anderen am Auswertezeitpunkt t derQuotient aus Mt/M∞ kleiner 0,6 sein muss. Die maximaleVersuchsdauer (t → ∞, d. h. bis zum Erreichen der Masse-konstanz) beträgt für die untersuchten Epoxidharze rund9000 Stunden.

3.3 Polymergetränkte Bewehrungen

Zur Quantifizierung der Leistungsfähigkeit der Polymer-tränkung sind einaxiale Zugversuche an den (polymer-)getränkten Bewehrungen durchgeführt worden. Die Er-gebnisse der Versuche sind in Tab. 4 dargestellt. Die imRahmen dieser Untersuchungen eingesetzten Bewehrun-gen basieren alle auf einem AR-Glas-Direktroving der Fa.OCV (ehemals St. Gobain Vetrotex) mit einer Feinheitvon 2400 tex (2400 tex = 2,4 kg/km). Die Kurzbezeich-nung für den Roving ist VET-RO-ARG-2400.

Es zeigt sich, dass infolge der Tränkung der AR-Glas-Ro-vings mittels Epoxidharzen eine deutliche Steigerung derreinen Zugtragfähigkeit um das 1,6- bis 2,15fache der ur-sprünglichen Tragfähigkeit eines ungetränkten AR-Glas-Rovings möglich ist. Diese deutliche Erhöhung der Trag-fähigkeit ist auf eine Überbrückung von Filamentbrücheninnerhalb eines Rovings sowie das „Verkleben“ der einzel-

⎝⎜

⎠⎟

Wasseraufnahme

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]

nen Filamente zurückzuführen. Die hier dargestelltenTragfähigkeitssteigerungen können nur mittels reaktiverPolymere erzielt werden. Stichpunktartig durchgeführteUntersuchungen zeigen, dass mit wässrigen SBR-Disper-sionen getränkte AR-Glas-Rovings keine nennenswerteTragfähigkeitssteigerung aufweisen. Neben der Steige-rung der Tragfähigkeit wird zusätzlich die Steifigkeit derBewehrung erhöht, sodass die Handhabbarkeit währendder Herstellung textilbewehrter Bauteile deutlich gegen-über ungetränktem AR-Glas verbessert wird.

Die Bewehrungen werden im Zuge der Untersuchungenzur Dauerhaftigkeit polymergetränkter Bewehrungen ent-weder als einzelne Rovings oder als biaxiales Gelege(identischer Bewehrungsgrad in 0° und 90° Richtung) miteiner Maschenweite von 7,2 mm verwendet.

3.4 Verfahren zur Quantifizierung der Dauerhaftigkeit

Die Grundlage für die Modellierung und Prognose deslangfristigen Festigkeitsverlustes der AR-Glas-Bewehrungin Beton bilden u. a. die Ergebnisse von beschleunigt geal-terten Proben, an denen nach unterschiedlichen Zeit-punkten der beschleunigten Alterung die noch vorhande-ne Zugfestigkeit der Bewehrung bestimmt wird. Ein we-sentlicher Aspekt bei der Entwicklung von Probekörpernfür die Bestimmung des Festigkeitsverlustes textiler Be-wehrungen ist, dass bei dem Versuch zuverlässig die Zug-festigkeit der Bewehrung aktiviert wird und es nicht zu ei-nem frühzeitigen Verbundversagen der Probe kommt.

Der Festigkeitsverlust der Bewehrung infolge beschleu-nigter Alterung berechnet sich aus der Zugfestigkeit derBewehrung beim Bruch der Probe sowie der Referenzzug-festigkeit gemäß Gl. (3):

mit:Sg Festigkeitsverlust [–]ft Zugfestigkeit der Probe zum Zeitpunkt t in N/mm²ft=0 Zugfestigkeit der Probe zum Zeitpunkt t = 0 (Refe-

renz) in N/mm²

Die Quantifizierung der Tragfähigkeit einer textilen AR-Glas-Bewehrung in Beton erfolgt in Abhängigkeit vomGrößtkorn der Gesteinskörnung anhand von zwei unter-schiedlichen Probekörpergeometrien. Bei beiden Probe-körpern wird der Bewehrungsgrad so gewählt, dass einFestigkeitsverlust der Bewehrung von ca. 100 % feststell-bar ist. Bei Betonmischungen mit einem Größtkorn bisca. 1 mm wird die sog. taillierte Streifenprobe (TSP) ver-wendet. Bei grobkörnigen Betonmischungen (bis 8 mmGrößtkorn) kann die taillierte Streifenprobe nicht ver-wendet werden, und es wird daher zur Untersuchung desFestigkeitsverlustes der AR-Glas-Bewehrung ein gekerb-ter Biegekörper verwendet [13], (Bild 6).

Bei beschleunigt gealterten Verbundprobekörpern ist un-bedingt zu beachten, dass eine direkte Übertragbarkeitder Ergebnisse aus der beschleunigten Alterung auf frei-

S –f

Tab. 4 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

Dehnungsaufnehmerl = 250 mm0

60250125 125

Lasteinleitungmittels Formschluss

Bild 6 Links: schematische Darstellung der taillierten Streifenprobe; rechts: schematische Darstellung des gekerbten BiegekörpersSpecimens for investigating the durability of AR-glass reinforcement, left: tensile test, right: 4-pt. bending test on notched specimens

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bewitterte Bauteile nicht pauschal erfolgen kann. Dies be-deutet, dass z. B. eine Halbierung des in der beschleunig-ten Alterung gemessenen Festigkeitsverlustes nicht not-wendigerweise eine Halbierung des Festigkeitsverlustesin der Freibewitterung zur Folge haben muss.

4 Prognose des langfristigen Festigkeitsverlustespolymergetränkter AR-Glas-Bewehrungen

4.1 Allgemeines

Die dem Schalenmodell zugrunde liegende Arbeitshypo-these basiert auf den in Abschn. 2 genannten Annahmen.Die wesentlichen Annahmen des vorgestellten Schalen-modells betreffen sowohl die Eignung der Polymere fürdie Herstellung polymergetränkter Bewehrungen als auchden grundlegenden Schädigungsmechanismus des in derBewehrung enthaltenen AR-Glases – Reduktion der Fes-tigkeit der Glasfilamente infolge eines alkalischen An-griffs.

Aufgrund der generellen Eignung der untersuchten Poly-mere für die Herstellung von faserverstärkten Kunst -stoffen kann bei allen getränkten Bewehrungen eineideale Tränkung erzielt werden. Ferner zeigen sich keineAnzeichen einer Hydrolyse der Harze infolge des Kon-taktes mit einem alkalischem Milieu. Auch kann davonausgegangen werden, dass die Polymere, aufgrund dero. g. Eignung, keine das Glas angreifenden Stoffe enthal-ten.

Wie die im Abschn. 3 dargestellten Ergebnisse zeigen,kann mittels einer polymeren Tränkung der Festigkeits-verlust des AR-Glases in Beton deutlich reduziert werden,allerdings ist immer noch ein Festigkeitsverlust messbar.Da die verwendeten Tränkungsharze einen vollständigenFilm um die Bewehrung bilden, kann eine mechanischeSchädigung durch Hydratationsprodukte ausgeschlossenwerden, und der Festigkeitsverlust kann, wie bei unge-tränktem AR-Glas, auf einen alkalischen Angriff zurück-geführt werden. Dies bestätigen auch Ergebnisse, die anpolymergetränkten Rovings in Porenlösung erzielt wur-den [13].

4.2 Grundlage für die Kalibrierung – Ergebnisseder beschleunigten Alterung

Um eine Kalibrierung des entwickelten Schalenmodellsdurchführen zu können, wurden gezielt Textilbetonpro-ben beschleunigt gealtert und der Festigkeitsverlust derpolymergetränkten Bewehrung bestimmt. AusgewählteErgebnisse der beschleunigten Alterung sind in Bild 7dargestellt. Basierend auf den Ergebnissen der beschleu-nigten Alterung von polymergetränkten Bewehrungen inKombination mit unterschiedlichen Betonen kann davonausgegangen werden, dass der Einfluss der hier unter-suchten, unterschiedlichen Betone auf den Festigkeitsver-lust polymergetränkter AR-Glas-Bewehrung aus techni-scher Sicht vernachlässigbar ist und nur der Diffusionsko-

effizient des Tränkungspolymers die Höhe des Festig-keitsverlusts der textilen Bewehrung beeinflusst. Im Rah-men der Modellierung ist daher keine Differenzierung derbeiden untersuchten Betone erforderlich.

Bei der Modellierung des langfristigen Festigkeitsverlus-tes werden daher die für die Berechnung des Konzentrati-onsprofils relevanten Konzentrationen C0 und CGrenz alsWasserkonzentrationen (zusätzlicher Index W) angege-ben und es werden keine expliziten Alkalienkonzentra-tionen betrachtet. Da für die vorliegenden Betone aus-schließlich Wasserkonzentrationen betrachtet werden,können die gegenüber destilliertem Wasser bestimmtenDiffusionskoeffizienten im Rahmen der Modellierungverwendet werden.

Diese Verallgemeinerung hinsichtlich des Einflusses un-terschiedlicher Betone auf den Festigkeitsverlust poly-mergetränkter AR-Glas-Bewehrungen gilt allerdings nurfür die beiden hier genannten Betone. Werden andere Be-tone verwendet und eine vereinfachte Betrachtung derDiffusion von Wasser statt Alkalien ist nicht möglich, istder Diffusionskoeffizient des Tränkungspolymers für diedas Glas angreifenden Alkalien zu bestimmen und imRahmen der Modellierung zu verwenden.

4.3 Kalibrierung des Prognosemodells

Der basierend auf dem FICKschen Diffusionsgesetzen ent-wickelte Berechnungsablauf zur Berechnung des Konzen-trationsprofils in den Rovings infolge der Diffusion von

Bild 7 Zeitliche Entwicklung des Festigkeitsverlustes infolge beschleunigterAlterung bei 50 °C und Wasserlagerung ermittelt mittels TSP und BK;Beton: PZ-0899-01, PZC-C2; Bewehrung: T1(PRE1), T1(5190); Angabevon Mittelwert und Standardabweichung aus min. drei VersuchenLoss 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

nisse der beschleunigten Alterung als auch die Ergebnisseder Modellierung für die polymergetränkten Bewehrun-gen T1(EP STF STD) sowie T1(EP 5190) für eine Aus-gangskonzentration von 100 % (Lagerung der Proben un-ter Wasser) sowie eine Grenzkonzentration von 95 %. Eszeigt sich für die genannten Parameter eine sehr guteÜbereinstimmung zwischen den experimentell ermittel-ten Daten sowie den Ergebnissen der Modellierung. DieÜbereinstimmung zwischen den Versuchsergebnissenund der Modellierung ist bei dem Epoxidharz EP 5190tendenziell etwas besser als bei dem Epoxidharz EP STF STD. Allerdings wird auf eine Anpassung derGrenzkonzentration in Abhängigkeit vom Epoxidharzverzichtet, um eine Vergleichbarkeit der jeweiligen Be-rechnungen sicherzustellen und weil davon ausgegangenwird, dass CWGrenz unabhängig von dem jeweiligen Trän-kungspolymer ist.

Für eine Prognose des langfristigen Festigkeitsverlustespolymergetränkter AR-Glas-Bewehrungen infolge realerklimatischer Expositionen ist die AusgangskonzentrationCw0 allerdings nicht konstant, sondern je nach Betonde-ckung stellt sich auf Höhe der Bewehrung eine zeitlichveränderliche Feuchte ein. Im Rahmen der durchgeführ-ten Untersuchungen ist es allerdings nicht möglich, fürdie verwendeten Feinbetone eine Beziehung zwischenVerteilung der Feuchte in der Betonrandzone sowie derExposition abschließend zu ermitteln, sodass analog zuder zuvor beschriebenen Vorgehensweise anhand von Ergebnissen, die an freibewittertern Proben ermittelt wurden, eine mittlere Ausgangskonzentration für das Aachener Klima auf Höhe der Bewehrung (Betonde-ckung ca. 4 mm) bestimmt wird. Diese mittlere und überdie Betrachtungsdauer konstante AusgangskonzentrationCW0,Mittel wurde für ein freibewittertes Bauteil zu 96 % er-

Alkalien benötigt als Eingangsparameter die folgendenKennwerte:

– Geometrie des Rovings,– Diffusionskoeffizient D des das AR-Glas angreifenden

Mediums durch das Tränkungspolymer,– Ausgangskonzentration C0 des das AR-Glas angreifen-

den Mediums, die innerhalb des Betonporengefügesinfolge der Exposition vorliegt,

– Grenzkonzentration CGrenz des das AR-Glas angrei-fenden Mediums, ab der die jeweilige Schale nichtmehr an dem Lastabtrag beteiligt, sondern ausgefallenist.

Die ersten beiden Kennwerte basieren auf den Abmessun-gen der verwendeten Bewehrung sowie den verwendetenPolymeren. Die Ausgangskonzentration der Porenlösungist von der Betonzusammensetzung sowie der klimati-schen Exposition abhängig und kann z. B. basierend aufSorptionsisothermen des Betons und Klimagangliniendes zu betrachtenden Standortes ermittelt werden. DieGrenzkonzentration, die angibt, ab welcher Konzentra -tion an Porenlösung innerhalb der jeweiligen Schale dieSchale als ausgefallen zu betrachten ist, muss im Rahmender Kalibrierung bestimmt werden. Eine experimentelleBestimmung dieser Konzentration ist nicht möglich, undsomit muss die Grenzkonzentration iterativ im Rahmender Kalibrierung für eine bekannte Ausgangskonzentrati-on, einen bekannten Diffusionskoeffizienten sowie einenbekannten Festigkeitsverlust mittels inverser Analyse er-mittelt werden.

Als Grundlage für die Kalibrierung werden im vorliegen-den Fall die zuvor dargestellten Ergebnisse der beschleu-nigten Alterung verwendet. Bild 8 zeigt sowohl die Ergeb-

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)

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mittelt. Auf der sicheren Seite liegend wird somit keinAustrocknen des Bauteilquerschnittes auf Höhe der Be-wehrung berücksichtigt, sondern die mittlere Ausgangs-konzentration bleibt über den gesamten Betrachtungs-zeitraum von 50 Jahren konstant.

4.4 Parameterstudien

Die Wahl einer konstanten Ausgangskonzentration sowiedie gewählten Modellannahmen haben zur Folge, dassder langfristige Festigkeitsverlust polymergetränkter AR-Glas-Bewehrungen in Abhängigkeit von den folgendenParametern berechnet werden kann:

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

Die Tab. 5 fasst die Modellierungsergebnisse in Abhängig-keit von den zuvor genannten Parametern zusammen.Die anhand der Modellierung ermittelten Einflüsse ausden untersuchten Komponenten – Beton und Tränkungs-polymer – sowie Exposition auf den langfristigen Festig-keitsverlust polymergetränkter AR-Glas-Bewehrungenkönnen wie folgt zusammengefasst werden:

– Der langfristige Festigkeitsverlust polymergetränkterAR-Glas-Bewehrungen wird bei konstantem Diffusi-onskoeffizienten im Wesentlichen von der Exposition,dem Fasergehalt sowie der Geometrie des Rovings be-einflusst. Sowohl kühlere Klimate als auch eine Erhö-hung des Fasergehaltes führen zu einer Reduktion deslangfristigen Festigkeitsverlustes. Im Gegensatz dazuhat eine Erhöhung des Seitenverhältnisses des Beweh-

rungsquerschnitts (von rund zu rechteckig/elliptisch)eine deutliche Erhöhung des langfristigen Festigkeits-verlustes der polymergetränkten AR-Glas-Bewehrungzur Folge. Infolge der höheren Verbundtragwirkungelliptischer Bewehrungsquerschnitte im Beton mussdiese Erhöhung des Festigkeitsverlustes allerdingsnicht notwendigerweise nach einer Bauteilnutzungs-dauer von 50 Jahren eine geringere Bauteiltragfähig-keit als bei einer runden Bewehrung zur Folge haben.

– Der im Rahmen der Parameterstudien maximal be-trachtete Fasergehalt von 90 % entspricht fast demtheoretisch maximal möglich Fasergehalt. Somit redu-zieren sich die für Porenlösung/Wasser durchgängigenHarzbereiche zwischen den Filamenten auf ein Mini-mum, und der Festigkeitsverlust nach 50 Jahren istgleich null. Dabei ist allerdings zu beachten, dass einFasergehalt von 90 % mit aktuellen Tränkungstechno-logien nicht herstellbar ist.

– Eine ähnliche Reduktion des Festigkeitsverlustes derpolymergetränkten Bewehrung wie infolge der Erhö-hung des Fasergehaltes auf bis zu 90 % kann nurdurch eine Reduktion des Diffusionskoeffizienten desReinharzes um den Faktor 20 (im Vergleich zu denhier untersuchten Polymeren) erfolgen.

– Sowohl die material- und versuchsbedingten Streuun-gen des Diffusionskoeffizienten eines Epoxidharzes(hier nicht explizit dargestellt) als auch die Dicke deräußeren Reinharzschicht der Rovings haben einenvernachlässigbaren Einfluss auf den prognostiziertenlangfristigen Festigkeitsverlust polymergetränkter AR-Glas-Bewehrungen. Der vernachlässigbare Einflussder äußersten Reinharzschicht ist auf den deutlichenUnterschied der Diffusionskoeffizienten des Reinhar-zes sowie der faserverstärkten Schalen zurückzufüh-ren. Eine Erhöhung der äußersten Reinharzschichtführt ausschließlich zu minimalen Konzentrationsän-

Tab. 5 Zusammenfassung der Ergebnisse der Parameterstudien – Angabe des prognostizierten langfristigen Festigkeitsverlustes für eine Bezugslebensdauer von50 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 thediffusion coefficients shown in fig. 5

Exposition Fasergehalt der dEP H : B 1) Prognostizierter Festigkeitsverlust Bewehrung nach 50 Jahren

EP STF STD EP 5190

– % μm – %

Aachen 75 10 1 : 1 17,8 13,8

Aachen –10 K 14,3 11,6

Aachen +10 K 21,0 17,2

Aachen 80 14,3 11,2

95 10,0 8,3

90 0,0 0,0

75 25, …, 100 17,8 13,8

10 1 : 4,8 23,2 17,8

1 : 9,5 33,0 25,0

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

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

5 Schlussfolgerungen für die Praxis

Die vorliegende Veröffentlichung zeigt einen Modellan-satz für die Prognose des Festigkeitsverlustes polymerge-tränkter Bewehrungen über übliche Bauteilnutzungsdau-ern von z. B. 50 Jahren. Die Ergebnisse der Untersuchun-gen lassen sich wie folgt zusammenfassen:

– Die vollständige Tränkung von AR-Glas-Rovings mit-tels eines Epoxidharzes hat sowohl eine deutlicheSteigerung der Tragfähigkeit als auch eine signifikanteReduktion des gemessenen Festigkeitsverlustes zurFolge. Diese Reduktion kann auf den Aufbau einerDiffusionsbarriere um den AR-Glas-Roving zurückge-führt werden.

– Der langfristige Festigkeitsverlust getränkter AR-Glas-Bewehrungen kann mit einem Schalenmodell basie-

rend auf den Diffusionsprozessen in einem idealisier-ten Roving modelliert werden.

– Die Modellierungen zeigen, wie deutlich der Festig-keitsverlust von dem Diffusionskoeffizienten, dem Fa-sergehalt sowie der Form des Rovings beeinflusst wer-den kann. Sowohl eine Reduktion des Diffusionskoef-fizienten als auch eine Erhöhung des Fasergehalteskönnen zu einer maßgeblichen Reduktion des langfris-tigen Festigkeitsverlustes führen. Ferner führen rundeBewehrungsquerschnitte ebenfalls zu geringen Festig-keitsverlusten im Vergleich zu elliptischen Beweh-rungsquerschnitten.

Die Autoren bedanken sich für die finanzielle Unterstüt-zung durch die Deutsche Forschungsgemeinschaft (DFG)im Rahmen des Sonderforschungsbereichs 532 „Textilbe-wehrter Beton – Grundlagen für die Entwicklung einerneuartigen Technologie“.

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Autoren

RWTH AachenInstitut für BauforschungSchinkelstraße 352062 Aachen

Prof. Dr.-Ing. Michael Raupachraupach@ibac.rwth-aachen.de

Dr.-Ing. Till Büttnerbuettner@ibac.rwth-aachen.de

Ein Flugzeugabsturz hatte im ZweitenWeltkrieg eine Lücke ins Altstadtzen-trum der Hansestadt gerissen. Auf dieseretwa 4.900 m² großen Brache südlichdes Alten Markts entsteht jetzt das Quartier 17. Die Fertigstellung ist für das zweite Quartal 2013 angesetzt. Die planerischen und gestalterischen An -forderungen sind immens; denn das neue Viertel an der Ossenreyerstraße, Badenstraße, Heilgeiststraße und Kleinschmiedstraße soll sich harmo-nisch in den zum Teil mittelalter-lichen Bau bestand des Stadtkerns ein -fügen.

Der erste Bauabschnitt begann im Früh-jahr 2011: Eine zweigeschossige Tief -garage mit 188 Stellplätzen auf 6.000 m²Fläche. Die 70 cm dicke Sohlplatte entstand in sechs Abschnitten aus2.500 m³ Transportbeton, die zuvor dasLandesamt für Bodendenkmalpflege er-kundet hatte. Bis in etwa 9 m Tiefe sicherten die Archäologen mittelalter -liche Zeugnisse, darunter Brunnen undFäkalgruben.

Zurzeit läuft der zweite Bauabschnitt mitetwa 12.000 m² Mietfläche. Im Erdge-schoss, Zwischengeschoss und 1. Ober-geschoss entstehen Flächen für Einzel-handel, Gastronomie und Büros, das

2. Obergeschoss ist für Praxen, Bürosund Wohnungen vorgesehen, das 3. und4. Obergeschoss werden für barriere -freies Wohnen eingerichtet.

A K T U E L L

Quartier 17 in Stralsund

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

Frederik Teworte, Josef Hegger FACHTHEMA

DOI: 10.1002/best.201200057

Querkraftermüdung von Spannbetonträgern ohne Querkraftbewehrung

1 Einleitung

Die Anforderungen an die Brückenbauwerke im Bestandhaben sich in den vergangenen Jahren infolge der steigen-den Verkehrszahlen vor allem im Bereich des Güterver-kehrs deutlich erhöht und werden sich laut aktuellen Stu-dien in den nächsten Jahren weiter verschärfen [1]. VieleBestandsbrücken in Deutschland sind für das LastmodellSLW60 [2] unter Querkraftbeanspruchung nach demHauptzugspannungskriterium von DIN 4227 [3] bemes-sen und weisen häufig sehr geringe Querkraftbeweh-rungsgrade auf. Ein Nachweis der statischen Querkraft-tragfähigkeit der betroffenen Brücken nach den aktuellenDIN-Fachberichten 101 und 102 [4, 5] ergibt in vielenFällen eine höhere erforderliche Querkraftbewehrung alsin den Stegen vorhanden [6]. Da ein Querkraftversagenunter den derzeit einwirkenden Verkehrslasten bislangnicht beobachtet wurde, sind die Brücken offensichtlichnoch in der Lage, die gestiegenen Lasten trotz rechne-risch zu geringer Querkraftbewehrung aufzunehmen.

Ein Nachweis der Querkrafttragfähigkeit unter zyklischerBeanspruchung ist für Betonbrücken in Deutschland seit2003 mit Einführung des DIN-Fachberichtes 102 [5] er-forderlich. Zur Untersuchung der bis zum Ermüdungs -versagen ertragbaren Lastwechsel und der Versagensan-kündigung wurden am Institut für Massivbau der RWTHAachen Versuche an Spannbetonträgern ohne Querkraft-bewehrung (13 Träger) sowie mit geringen Querkraftbe-

wehrungsgraden (14 Träger) durchgeführt. Im Rahmendes Versuchsprogramms wurden die Einflüsse aus denHauptparametern Vorspannung, Bügelbewehrungsgradund Belastung auf das Querkrafttragverhalten unter zykli-scher Beanspruchung untersucht. Dieser Beitrag be-schreibt die durchgeführten experimentellen Untersu-chungen an Spannbetonträgern ohne Querkraftbeweh-rung und das in den Versuchen beobachtete Versagen un-ter zyklischer Querkraftbeanspruchung.

2 Ermüdungsnachweis bei Bauteilen ohne Querkraftbewehrung

Die Querkrafttragfähigkeit von Bauteilen ohne Quer-kraftbewehrung wird maßgeblich durch die Betonzugfes-tigkeit beeinflusst, die sich mit zunehmender Lastwech-selzahl verringert [7, 8]. Unter der Annahme eines ähn -lichen Verhaltens des Betons unter Druck und Zug bei zy-klischer Belastung kann der Ermüdungsnachweis fürQuerkraft auf den Bemessungswert der statischen Quer-krafttragfähigkeit VRd,ct bezogen erfolgen. Die Grenzwer-te der Querkraftbeanspruchung sind daher formal eng andie Grenzwerte der bezogenen Betondruckspannungenangelehnt, wobei die Betondruckfestigkeit stellvertretendfür die Betonzugfestigkeit verwendet wird. Beim verein-fachten Nachweis müssen die auf die statische Quer -krafttragfähigkeit bezogenen BelastungskombinationenVEd,max/VRd,ct und VEd,min/VRd,ct die Gleichung

Brücken aus den 1960–70er Jahren wurden aufgrund der hohen Vorspannung häufig mit sehr geringen Querkraftbeweh-rungsgraden ausgeführt, die kleiner als die heute üblichenMindestquerkraftbewehrungsgrade sind. Ursprünglich nachdem Hauptzugspannungskriterium bemessen, lassen sich dieseBrücken heute nicht mit den Fachwerkmodellen nach DIN-Fachbericht 102 nachweisen. In der vorliegenden Unter -suchung wird der Querkraftnachweis nach dem Hauptzug -spannungskriterium (Gl. 4.119 DIN-Fachbericht 102) für zykli-sche Beanspruchung (Ermüdung) erweitert. Der Beitrag beschreibt die durchgeführten Ermüdungsversu-che an sechs Trägern ohne Querkraftbewehrung mit einemdoppeltsymmetrischen profilierten I-Querschnitt und siebenTrägern mit einem Plattenbalkenquerschnitt. Anhand der ertra-genen Lastspiele wurden für Spannbetonträger ohne Quer-kraftbewehrung modifizierte Hauptzugspannungskriterien inForm von GOODMAN-Diagrammen zur Ermittlung der Querkraft-tragfähigkeit unter zyklischer Beanspruchung entwickelt.

Fatigue of prestressed beams without web reinforcementunder cyclic shearMany existing bridge structures built in the 1960s and 1970stypically feature a high degree of prestressing. They often con-tain less web reinforcement than the actually required mini-mum web reinforcement. Therefore, their shear bearing capac-ity, originally determined based on the principal tensile strengthcriterion, cannot be verified with the strut and tie models ofDIN-Fachbericht 102. Within a research programme, the sheardesign based on the principal tensile strength criterion hasbeen modified for cyclic shear load (shear fatigue). The present paper describes the performed fatigue tests on sixI-shaped and seven T-shaped prestressed beams without webreinforcement. Based on the resisted load cycles until failure,modified approaches for shear fatigue in terms of GOODMAN- Diagrams based on the principal tensile strength criterion havebeen developed.

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

RTICLE

erfüllen. Die Gl. (1) wurde für eine schädigungsäquivalen-te Schwingbreite bei einer Lastspielzahl von N = 1 · 106

hergeleitet. Hierdurch werden zulässige Werte der maxi-malen Querkraft VEd,max (Oberlast) in Abhängigkeit vonder auftretenden minimalen Querkraft VEd,min (Unterlast)angegeben, da Beton eine deutliche Abhängigkeit der er-tragbaren Lastspielzahl von der Mittellast aufweist. DieBedingungen der Gl. (1) ergeben das in Bild 1 dargestelltesogenannte GOODMAN-Diagramm, mit dem ein anschau-licher grafischer Nachweis möglich ist. Liegt eine Belas-tungskombination innerhalb der grau hinterlegten Fläche(z. B. Punkt A), ist ein Ermüdungsversagen infolge Quer-kraft vor 1 · 106 Lastwechseln nicht zu erwarten und derNachweis erbracht. Wenn die Belastungskombination je-doch außerhalb der grau hinterlegten Fläche liegt (z. B.Punkt B), tritt nach DIN-Fachbericht 102 ein Versageninfolge Querkraftermüdung vor 1 · 106 Lastwechseln einund der Nachweis ist entsprechend nicht erbracht. Auf-grund des relativ hohen Eigengewichtsanteils von Beton-brücken im Vergleich zu den ermüdungswirksamen Ver-kehrslasten ist in Bild 1 nur der Bereich mit jeweils glei-chen Vorzeichen der einwirkenden Querkräfte darge-stellt.

Bei der beschriebenen Formulierung wird der Nachweisder Querkraftermüdung maßgeblich vom Bezugswert derstatischen Querkrafttragfähigkeit beeinflusst.

Nach DIN-Fachbericht 102 ist VRd,ct für den Ermüdungs-nachweis nach Gl. (2) zu bestimmen (Gleichung 4.118aDIN-FB 102). Die Anwendung der auf dem Hauptzug -spannungskriterium basierenden Gl. (3)

die insbesondere bei vorgespannten Bauteilen höhereTragfähigkeiten als Gl. (2) ergibt, ist nach DIN-Fachbe-richt 102 für Bauteile unter vorwiegend nicht-ruhenderBelastung (z. B. Brückenüberbauten) nicht zulässig (Glei-chung 4.119 DIN-FB 102).

3 Experimentelle Untersuchungen3.1 Versuchsträger

Die Versuchsträger lassen sich hinsichtlich ihrer Quer-schnittsgeometrie in Versuche an profilierten doppeltsym-metrischen I-Trägern (I-O-1 bis I-O-6) und Plattenbalken-querschnitten (T-O-1 bis T-O-6) unterteilen. Die doppelt-profilierten I-Träger waren so dimensioniert, dass unter

| |≤ +

| |≤

VEd,max

Ed,min

Rd,ct0,5 0,45 0,9

γκ ρ σ=

⎣⎢

⎦⎥V · · · f – · b · dRd,ct

0,15 (100 ) 0,121 3

⎝⎜

⎠⎟V

I · bS

f– ·

fRd,ct

w ctk;0,05

ctk;0,05

statischer Belastung ein Schubzugversagen mit diagona-ler Rissbildung im Steg unabhängig von einer Biegerissbil-dung eintrat. Bei dem Plattenbalkenquerschnitt hingegenentstehen im querkraftbeanspruchten Bereich rechneri-sche Betonzugspannungen bzw. Biegerisse an der Quer-schnittsunterseite vor dem Querkraftversagen. Hierdurchkann der Einfluss der Randzugspannungen auf die Riss-bildung und die zyklische Querkrafttragfähigkeit unter-sucht werden.

Die I-Träger besaßen eine Höhe von 70 cm bei einer Steg-breite von bw = 10 cm (Bild 2). Während die Stege in denSchubzonen keine Querkraftbewehrung enthielten, wa-ren zur Sicherstellung der Schubkraftübertragung zwi-schen Balkensteg und Zug- bzw. Druckgurt jeweils ge-schlossene Bügel im oberen und unteren Flansch des Trägers angeordnet. Die Vorspannung mit nachträg -lichem Verbund erfolgte über zwei gerade Spanngliedermit einer Spannstahlquerschnittsfläche je Spannglied vonAp = 4,2 cm² (St 1570/1770) in einem Abstand von9,5 cm von der Bauteilunterkante. Die Querschnittsflächeder Betonstahllängsbewehrung (6∅10, B500) in der Zug-zone betrug 4,71 cm². Dies entspricht, unter der Annah-me einer statischen Nutzhöhe d = 60,5 cm, einem Längs-bewehrungsgrad von 0,78 %. Zum Transport des Trägersmit dem Hallenkran und wegen einer möglichen Rissbil-dung an der Bauteiloberseite während des Vorspannensbefand sich im oberen Druckgurt eine Betonstahlbeweh-rung aus sechs Stäben Durchmesser 10 mm.

Die Plattenbalkenquerschnitte waren ebenfalls 70 cmhoch, und die verwendeten Spannglieder sowie derenHöhenlage stimmten mit denen der I-Träger überein(Bild 3). Dies betrifft ebenfalls die Längsbewehrung ander Bauteiloberseite und die Bügelbewehrung zur Schub-kraftübertragung zwischen Steg und Gurt. Aufgrund dergrößeren Stegbreite von 30 cm wurde die Fläche der Be-

Bild 1 GOODMAN-Diagramm nach [5] für Bauteile ohne QuerkraftbewehrungGOODMAN-Diagram according to [5] for beams without shear reinforce-ment

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

tonstahllängsbewehrung auf 14 cm² erhöht, sodass derLängsbewehrungsgrad unverändert blieb. Die Träger wie-sen eine Länge von 6,5 m auf und waren symmetrisch be-wehrt. Im Bereich der Spannkrafteinleitung waren an bei-den Trägerenden im Steg jeweils geschlossene Bügel alsSpaltzugbewehrung angeordnet. In Trägermitte befandensich über eine Länge von 2 m zweischnittige Bügel alsQuerkraftbewehrung im Steg, während die Schubzonenkeine Querkraftbewehrung besaßen. Diese waren auf-grund der Versuchsdurchführung in zwei Teilversuchenerforderlich, um in dem entsprechenden Bereich ein un-planmäßiges Querkraftversagen ausschließen zu können.

Bei den Versuchen an Spannbetonträgern ohne Quer-kraftbewehrung wurde vor allem der Einfluss der Vor-spannung und der Belastung auf das Querkrafttragverhal-ten unter zyklischer Beanspruchung untersucht. Die Di-mensionierung der Versuchsträger und Festlegung derVersuchsparameter (Höhe der Vorspannung, Längsbe-wehrungsgrad) erfolgte auf Basis einer Analyse von typi-schen Bestandsbrücken der Bundesfernstraßen. Die inden Versuchen aufgebrachte Vorspannkraft wurde konti-nuierlich mit einer Hohlkraftmessdose am Festanker ei-nes Spanngliedes gemessen [9]. In Tab. 1 sind die jeweili-gen Vorspannkräfte Pm,tm der Versuchsträger als Mittel-wert über die Versuchsdauer angegeben, die der doppel-ten gemessenen Kraft entsprechen, da aufgrund dergemessenen Spannwege und Pressenkräfte von einer an-

nähernd identischen Vorspannkraft in beiden Spannglie-dern ausgegangen werden kann. Der obere Grenzwertder resultierenden Betondruckspannungen in Höhe derSchwerachse σcp von 3,5 N/mm² entspricht in etwa demNiveau einer durch externe Vorspannung nachträglichverstärkten Spannbetonbrücke. Die beiden niedrigerenVorspanngrade befinden sich unter Berücksichtigung derzeitabhängigen Spannkraftverluste im Streubereich derVorspannung von nicht nachträglich verstärkten Be-standsbrücken.

Aufgrund der beschränkten Versuchsanzahl wurde dieBetondruckfestigkeit nicht variiert und konstant mit einerplanmäßigen mittleren Zylinderdruckfestigkeit fcm,cyl zwi-schen 34 N/mm² und 38 N/mm² ausgeführt. Dies ent-spricht in etwa der bei alten Spannbetonbrücken häufigverwendeten Festigkeitsklasse C30/37 (≈ B450). Zur Er-mittlung der Betonkennwerte der Versuchsträger wurdenjeweils Probekörper aus der gleichen Betonlieferung her-gestellt und neben den Trägern unter identischen Randbe-dingungen gelagert. Die über die Versuchsdauer ermittel-ten Werte wiesen unter Berücksichtigung der unvermeid-baren Streuungen keine ausgeprägte Abhängigkeit vomBetonalter auf. Daher werden für die weiteren Auswer-tungen die über die Versuchsdauer gemittelten Material-kennwerte verwendet. In Tab. 1 sind die Mittelwerte derZylinderdruckfestigkeit fcm,cyl,tm (150 × 300 mm) und derBetonzugfestigkeit fctm,tm angegeben. Die Zugfestigkeit

Bild 3 Querschnitt (oben) und Längsschnitt (unten) der T-TrägerCross section (top) and half-elevation (bottom) of the T-beams

Bild 2 Querschnitt (oben) und Längsschnitt (unten) der I-TrägerCross section (top) and half-elevation (bottom) of the I-beams

RTICLE

wurde an Bohrkernen (44 × 88 mm) aus separaten Probe-körpern in einaxialen Zugversuchen bestimmt.

Hierauf basierend wurden die Mittelwerte der statischenQuerkrafttragfähigkeiten VRm,ct nach den Gln. (2) und (3)ermittelt. Anstelle des Bemessungswertes des empiri-schen Vorfaktors von 0,15/γc wurde in Gl. (2) der Mittel-wert von 0,2 nach [10] verwendet und eine charakteristi-sche Betondruckfestigkeit von fck = fcm,cyl,tm – 4 angesetzt.Die Querkrafttragfähigkeit nach dem Hauptzugspan-nungskriterium (Gl. (3)) wird von den Betonlängsspan-nungen σc beeinflusst und variiert über die Bauteilhöhe.Die äußere Belastung beeinflusst somit auch den Quer-kraftwiderstand VRm,ct. Zusätzlich ist VRm,ct aufgrund dervariablen Längsspannungen in Trägerlängsrichtung vomAbstand des Schnitts vom Auflager abhängig, sodass je-weils der Minimalwert der statischen Querkrafttragfähig-keit bestimmt wurde. Die in Tab. 1 angegebenen Werteder Querkrafttragfähigkeit gelten für einen Abstand von1 m vom Auflager bei Ansatz einer Betonzugfestigkeit vonfctm,tm ohne Teilsicherheitsbeiwert.

Die statische Querkrafttragfähigkeit der I-Träger nach Gl.(2) liegt deutlich unterhalb der Werte nach dem Haupt-zugspannungskriterium entsprechend Gl. (3). Da bei denT-Trägern im rechnerischen Bruchzustand die Betonrand-zugspannungen an der Unterseite den Mittelwert der Be-tonzugfestigkeit überschreiten, kann hier VRm,ct im Ab-stand von 1 m vom Auflager nach dem Hauptzugspan-nungskriterium nicht bestimmt werden.

3.2 Versuchsaufbau und -durchführung

Die Spannbetonträger wurden zunächst in einem Vier-Punkt-Biegeversuch (Teilversuch 1) mit einer Spannweitevon 6,0 m bis zum Versagen einer Trägerhälfte zyklischbei einer Frequenz zwischen 3,5 Hz und 6 Hz belastet

(Bild 4). Anschließend wurde der Versuchsstand umge-baut und die zweite Trägerhälfte in einem Drei-Punkt-Bie-geversuch mit einer Spannweite von 4,0 m bei unverän-derter Schubschlankheit von a/d ≈ 3,3 belastet (Teilver-such 2). Die beschädigte Trägerhälfte wurde im Bereichdes kritischen Schubrisses mittels Stahlprofilen undStahlstangen verstärkt, die als externe Querkraftbeweh-rung dienten. Hierdurch konnten an jedem Träger in derRegel zwei Bruchzonen erzeugt werden. Konnten die Trä-ger im Allgemeinen 1 · 106 Lastwechsel unter einer zykli-schen Belastungskombination ohne Versagen ertragen,wurde die Belastung erhöht, um weitere Lastkombinatio-nen am selben Träger zu untersuchen. Falls die Träger-hälften infolge der zyklischen Belastung nicht vollständigversagten, wurde bei ausgewählten Versuchen in Drei-Punkt-Biegeversuchen die statische Resttragfähigkeit derjeweiligen Trägerseite ermittelt.

Die untersuchten Belastungskombinationen und zugehö-rigen Lastwechselzahlen der I-Träger sind in Tab. 2 ange-geben. Der Buchstabe a in der Trägerbezeichnung be-

Tab. 1 Vorspannkräfte, Betonkennwerte und rechnerische statische Querkrafttragfähigkeiten der Träger ohne Querkraftbewehrung (3 × I-Querschnitt, 7 × T-Quer-schnitt)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-1 663 –3,72 39,7 3,2 85 247

I-O-2 669 –3,77 34,3 3,1 82 239

I-O-3 187 –1,05 36,4 3,3 64 167

I-O-4 437 –2,45 36,0 2,8 74 192

I-O-5 320 –1,80 29,4 2,9 65 176

I-O-6 290 –1,62 28,8 2,5 63 154

T-O-1 920 –3,47 41,0 3,1 250 –1)

T-O-2 616 –2,32 37,5 3,0 220 –1)

T-O-3R 516 –1,94 37,7 2,6 212 –1)

T-O-3 416 –1,58 37,1 3,2 203 –1)

T-O-4 485 –1,83 36,4 2,5 207 –1)

T-O-5 485 –1,82 37,5 3,0 209 –1)

T-O-6 615 –2,32 34,8 2,6 215 –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

Bild 4 VersuchsaufbauTest setup

schreibt den 1. Teilversuch und der Buchstabe b entspre-chend den 2. Teilversuch eines Trägers. Die Querkräftebei Oberlast Vmax und Unterlast Vmin sowie die rechneri-schen maximalen Hauptzugspannungen unter OberlastσI,max wurden in einem Abstand von 1 m von der Lastein-leitung unter Berücksichtigung des Eigengewichts undder Lasteinleitungskonstruktion bestimmt. Mit Haupt-zugspannungen σI,max von 0,5 N/mm² bis 2,2 N/mm² un-ter der einwirkenden Oberlast bei zyklischer Beanspru-chung betrug die Ausnutzung der gemessenen zentri-schen Zugfestigkeit fctm,tm nach Tab. 1 etwa 15 % bis 69 %.Die untersuchten Querkraftschwingbreiten ΔV zwischen0,10 ·Vmax und 0,66 ·Vmax waren teilweise größer als die

bei Betonbrücken auftretenden, da aufgrund des relativhohen Eigengewichts der Betonbrücken der ermüdungs-wirksame Anteil der Querkräfte aus Verkehrslasten gerin-ger 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 Resttragfähig-keit nach vorheriger zyklischer Belastung ermittelt. Infünf 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 auf-grund einmaliger Überbelastung infolge eines Steuerungs-fehlers der Prüfmaschine.

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 Vmax Vmin Zyklen Ni Σ Ni σI,max Versagen1)

(Gl. 2) [kN] (Gl. 3) [kN] [kN] [kN] [·103] [·103] [N/mm²]

I-O-1a 85 247 174,0 157,9 2.400 2.400 1,9 nein

174,0 120,5 2.000 4.400 1,9 nein

203,3 – 0,001 4.400 2,3 Restt.

I-O-1b 166,7 113,2 1.500 5.900 1,8 nein

181,7 162,4 1.400 7.300 2,0 nein

192,4 130,4 23,4 7.323,4 2,2 zyklisch

I-O-2a 82 239 155,3 140,3 2.350 2.350 1,6 nein

176,3 158,8 2.000 4.350 1,9 zyklisch

I-O-2b 168,4 150,9 3.000 7.350 1,8 nein

168,4 118,2 2.000 9.350 1,8 nein

181,2 127,2 1.500 10.850 2,0 nein

209,9 – 0,001 10.850 2,4 Restt.

I-O-3a 64 167 74,0 – 0,001 0,001 1,0 stat.

I-O-3b 47,2 33,4 500 500 0,5 nein

53,4 38,4 1.500 2.000 0,6 nein

72,4 50,7 1.900 3.900 0,9 nein

87,4 62,4 2.500 6.400 1,2 nein

99,9 70,4 1.000 7.400 1,5 nein

114,9 102,4 129,7 7.529,7 1,8 zyklisch

I-O-4a 74 192 117,8 85,3 2.000 2.000 1,3 nein

117,8 52,8 1.500 3.500 1,3 nein

137,8 72,8 1.000 4.500 1,6 nein

152,8 87,8 2,026 4.502 1,8 zyklisch

I-O-4b 137,4 72,4 500 5.002 1,6 nein

137,4 62,4 1.000 6.002 1,6 nein

142,4 67,4 1.000 7.002 1,7 nein

183,9 – 0,001 7.002 2,6 Restt.

I-O-5a 65 176 102,8 46,8 1.000 1.000 1,2 nein

102,8 35,3 11 1.011 1,2 nein

143,5 – 0,001 1.011 2,3 Restt.

I-O-5b 102,4 34,9 1.000 2.011 1,2 nein

156,1 – 0,001 2.011 2,4 Restt.

I-O-6a 63 154 107,8 49,8 2.000 2.000 1,4 nein

115,3 57,3 58,656 2.058 1,6 2)

102,4 18,9 479,782 2.538 1,3 zyklisch

1) nein = kein Versagen; zyklisch = zyklisches Querkraftversagen; Restt. = statische Resttragfähigkeit; stat. = statische Tragfähigkeit2) unplanmäßiges Querkraftversagen aufgrund Überbelastung infolge Steuerungsfehler

RTICLE

Die untersuchten Querkraftbelastungen und Lastwechselder Plattenbalkenquerschnitte sind in Tab. 3 zusammen-gefasst. Aufgrund der Lastwechsel im ersten Teilversuchund den daraus resultierenden Biege- und Schubrissenkonnten keine Drei-Punkt-Biegeversuche durchgeführtwerden. An einem Träger wurde die statische Resttrag -fähigkeit nach vorheriger zyklischer Belastung ermittelt(T-O-3a) und in einem Versuch (T-O-3Ra) versagte derTräger infolge Querkraftermüdung. Trotz ausgeprägterBiegeriss- und Schubrissbildung trat in fünf Versuchenunter den aufgebrachten Lasten kein Versagen ein. Auf-grund des schlagartigen Versagens des Trägers T-O-3 un-ter statischer Belastung mit großflächigen Betonabplat-zungen wurde in den restlichen Versuchen die Resttrag -fähigkeit nicht bestimmt, um eine Beschädigung derMesstechnik zu vermeiden.

3.3 Ergebnisse3.3.1 Versagensankündigung I-Träger

Die Rissbilder von zwei I-Trägern und einem T-Träger ein-schließlich der Belastungsart für die jeweilige Trägerhälftebei Versagen sind in Bild 5 exemplarisch angegeben. DieI-Träger versagten unabhängig von der Belastungsart (sta-tisch, zyklisch) aufgrund eines Schubzugversagens mitdiagonaler Schubrissbildung im Steg. Ein Einfluss der Be-lastungsart auf den Risswinkel, der zwischen 28° und 36°variierte, konnte nicht beobachtet werden. Mit zu -nehmender Lastwechselzahl entstanden bei den Trägern

I-O-4 und I-O-6 mehrere kurze Haarrisse im Steg mitRissbreiten kleiner als 0,05 mm. Die Haarrisse wiesen ei-ne größere Neigung auf als die für das zyklische und stati-sche Querkraftversagen maßgebenden Diagonalrisse. Daszyklische Versagen erfolgte ähnlich wie bei der Bestim-mung der Resttragfähigkeit aufgrund der fehlenden Quer-kraftbewehrung schlagartig ohne augenscheinliche Vor-ankündigung.

Zur Untersuchung der Rissentwicklung unter zyklischerBelastung wurden induktive Wegaufnehmer und Deh-nungsmessstreifen verwendet. In Bild 6 (links) ist exem-

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 Vmax Vmin Zyklen Ni Σ Ni σI,max Versagen1)

(Gl. 2) [kN] [kN] [kN] [·103] [·103] [N/mm²]

T-O-1a 252 272,0 209,5 3.950 3.950 0,9 nein

297,0 234,5 1.440 5.390 1,0 nein

T-O-2a 220 237,8 213,6 2.000 2.000 0,9 nein

272,0 245,0 3.200 5.200 1,2 nein

272,0 209,5 500 5.700 1,2 nein

272,0 172,0 245 5.945 1,2 nein

T-O-3Ra 212 218,8 196,6 2.000 2.000 0,9 nein

218,8 154,0 1.250 3.250 0,9 nein

234,5 169,7 21,4 3.271,4 1,0 zyklisch

T-O-3 203 197,0 177,0 500 500 0,9 nein

419,9 – 0,001 500 8,7 Restt.

T-O-4a 207 207,0 152,0 1.500 1.500 0,8 nein

217,0 162,0 1.250 2.750 0,9 nein

227,0 172,0 167 2.917 1,0 nein

T-O-5a 209 227,0 172,0 1.500 1.500 1,0 nein

242,0 187,0 1.415 2.915 1,5 nein

T-O-6a 215 242,0 179,5 1.000 1.000 0,9 nein

242,0 147,0 1.750 2.750 0,9 nein

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

Bild 5 Typische Rissbilder der VersuchsträgerTypical crack patterns of the test beams

plarisch die Durchbiegung an der Lasteinleitung von Ver-such I-O-4a unter Oberlast in Abhängigkeit von der Last-wechselzahl dargestellt. Die Durchbiegung erhöhte sichkontinuierlich mit zunehmender Lastwechselzahl, undder Durchbiegungszuwachs verlief bis kurz vor Ver sagenannähernd konstant. Lediglich während der ersten120 000 Lastwechsel war ein geringfügig größerer Zu-wachs zu beobachten. Die sprunghafte Durchbiegungszu-nahme nach 3,5 · 106 Lastwechseln ist auf die Erhöhungder Oberlast zurückzuführen. Während der letzten 600Lastwechsel vor Versagen vergrößerte sich die Durchbie-gung überproportional auf mehr als 8,0 mm aufgrund ei-ner schlagartigen Diagonalrissbildung im Steg. In Bild 6(rechts) ist die Verformung des senkrecht zum maßgeben-den Versagensriss verlaufenden Wegaufnehmers R2Dwährend der letzten 2 000 Lastwechsel des Versuchs I-O-4a dargestellt. Nach 4,5013 · 106 Lastwechseln ent-stand schlagartig ein Schubriss mit einer Rissbreite vonetwa 2,0 mm. Weitere 300 Lastwechsel später bildete sichein zweiter Schubriss innerhalb des 200 mm langen Mess -bereichs des Wegaufnehmers und führte zum letztend -lichen Versagen des Trägers nach insgesamt 4,502 · 106

Lastwechseln. Informationen zur Versagensankündigungder 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 so-wie geneigte Schubrisse zwischen Lasteinleitung und Auf-lager auf (Bild 5). Aufgrund des unterschiedlichen Ver-hältnisses von Biegelängs- und Schubspannungen wei-chen die Schubrissbildung unter zyklischer Beanspru-chung und das Ankündigungsverhalten der T-Träger vondem zuvor beschriebenen Verhalten der doppeltprofilier-ten I-Träger ab. Die in den Versuchen beobachteten zykli-schen Schubrisse lassen sich hinsichtlich ihrer Entste-hung und Ursache in drei Arten unterteilen. Eine an-schauliche Darstellung der Rissarten ermöglichen die mitdem fotogrammetrischen Messverfahren [11] ermitteltenDehnungen des Trägers T-O-1 in HauptdehnungsrichtungεHF unter Oberlast (Bild 7). Das Messfeld (h = 26 cm,

b = 35 cm) befand sich in der unteren Trägerhälfte etwa0,6 m von der Lasteinleitung entfernt, um gezielt den Be-reich mit vorhandenen Biegerissen und Randzugspan-nungen zu untersuchen. Mit zunehmender Lastwechsel-zahl stellte sich eine Schubrissbildung ausgehend von zu-vor unter statischer oder zyklischer Belastung entstande-nen Biegerissen ein (A). Nach Aufbringen weitererLastwechsel bildeten sich ausgehend von diesen Biege-schubrissen neue Schubrisse, die sich vom mittleren Steg-bereich bis an die Trägerunterseite mit Randzugspannun-gen ausbreiteten (B), d. h. mit einem Rissfortschritt in um-gekehrter Richtung wie bei der Rissart (A). Neben denBiegeschubrissen konnten bei den Plattenbalkenquer-schnitten ebenfalls die in den Versuchen an I-Trägern be-obachteten diagonalen Schubzugrisse auftreten (C), diezum einem im Steg unabhängig von Biegerissen entstan-den und zum anderen auch bei weiterem Rissfortschrittnicht wie Rissart (B) den Biegezugrand erreichten.

Die Entwicklung der Biegeschubrisse unter zyklischer Be-anspruchung war in den durchgeführten Untersuchungenunabhängig von der Vorspannkraft, da diese überwiegenddas Lastniveau der Schubrissbildung beeinflusst. In Bild 8ist exemplarisch die Biege- und Schubrissbreitenentwick-lung unter Oberlast in Versuch T-O-6a dargestellt. DieBiegerissbreite in der linken Trägerhälfte (WBT8) betrugnach dem ersten Lastwechsel 0,11 mm und vergrößertesich kontinuierlich bis Versuchsende auf einen Wert von0,93 mm. Hierbei war zu Beginn der beiden untersuchtenQuerkraftschwingbreiten bei gleicher Oberlast jeweils einerhöhter Rissbreitenzuwachs zu erkennen, der sich mitzunehmender Lastwechselzahl verringerte. Dies betrifftebenfalls die Rissbreitenentwicklung des zum Biegerisszugehörigen Biegeschubrisses (R5D). So konnte die Be-lastung trotz einer Schubrissbreite von mehr als 3 mm beiVersuchsende in der linken Trägerhälfte ohne Versagenaufgebracht werden. In der rechten Trägerhälfte verliefdie Schubrissbreitenentwicklung mit einer Rissbreite vonetwa 1,9 mm bei Versuchsende analog (R2D). Die gemes-sene Rissbreite des zugehörigen Biegerisses (Rissart A)betrug unabhängig von der Lastwechselzahl etwa 0,3 mm.Dies ist auf die Entstehung eines neuen Biegeschubrisses

Bild 6 Durchbiegung an Lasteinleitung (links) und Schubrissbreite (rechts) in Versuch I-O-4a unter OberlastDeflection underneath load introduction (left) and diagonal crack width (right) in test I-O-4a under maximum load

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Querkrafttragfähigkeiten VRm,ct entsprechen somit den inTab. 2 und Tab. 3 angegebenen Werten nach Gl. (2) (Glei-chung 4.118a DIN-FB 102). Die eingetragenen Punktestellen die untersuchten Belastungskombinationen dar,bei denen nach 1 · 106 Lastwechseln kein zyklischesQuerkraftversagen auftrat. Die Belastungskombinatio-nen, die in den Versuchen zu einem Ermüdungsversagenführten, sind aufgrund der Versuchsdurchführung mit un-terschiedlichen Belastungen an einem Träger nicht einge-tragen.

Insgesamt ergeben sich somit 33 Punkte im GOODMAN-Diagramm. Alle berücksichtigten Punkte liegen außerhalb des zulässigen Bereichs (grau), sodass

(Rissart B) außerhalb der Messlänge des Wegaufnehmerszurückzuführen, der sich mit zunehmender Lastwechsel-zahl aufweitete.

3.3.3 Versuchsnachrechnung

Der Ermüdungsnachweis der Versuchsträger unter zykli-scher Querkraftbeanspruchung nach DIN-Fachbericht102 erfolgt auf Mittelwertniveau anhand des GOODMAN-Diagramms, das für eine Lastwechselzahl von 1 · 106 Last-wechseln hergeleitet wurde und für Einstufenversuchemit konstanter maximaler und minimaler Beanspruchunggilt (Bild 9). Die Referenzwerte der mittleren statischen

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 LasteinleitungPhoto-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 OberlastBending and shear crack widths in test T-O-6a under maximum load

Gleichung 4.189 nach DIN-Fachbericht 102 für die unter-suchten Spannbetonträger abweichend von den Ver-suchsergebnissen ein Ermüdungsversagen vor 1 · 106 Last-wechseln voraussagt. Der Ansatz nach DIN-Fachbericht102 zum Nachweis der Querkraftermüdung für Spannbe-tonträger ohne Querkraftbewehrung unterschätzt somitdie ertragbare Lastspielzahl der untersuchten I-Trägerund T-Träger. Darüber hinaus lagen die aufgebrachtenOberlasten mit einer Ausnahme oberhalb des rechnerischermittelten Wertes VRm,ct. Da die Träger bei der statischenErstbelastung nicht bzw. bei einem Versuch (I-O-3a) erstbei einer höheren Beanspruchung versagten, unterschätztdieser Ansatz auch die statische Querkrafttragfähigkeitder untersuchten Träger.

4 Ansatz zur Bestimmung der zyklischenQuerkrafttragfähigkeit

4.1 Allgemeines

Basierend auf den durchgeführten Untersuchungen wer-den zwei modifizierte Ansätze zur Ermittlung der Quer-krafttragfähigkeit von Spannbetonträgern ohne Quer-kraftbewehrung unter zyklischer Beanspruchung be-schrieben. Hierbei handelt es sich zum einen, in Anleh-nung an DIN-Fachbericht 102 Gleichung 4.189, um eineBegrenzung der zulässigen Querkraftschwingbreite undzum anderen um die Begrenzung der zulässigen Schwing-breite der schiefen Hauptzugspannung.

4.2 Herleitung von Ingenieurmodellen4.2.1 Querkraftschwingbreite

Da die statische Querkrafttragfähigkeit nach Gl. (2) dieTragfähigkeit der untersuchten I-Träger deutlich unter-schätzt, ist dieser Ansatz nicht zur Beschränkung der zu-lässigen Querkraftschwingbreite der Spannbetonträger beizyklischer Beanspruchung geeignet. Abweichend vonDIN-Fachbericht 102 wird daher eine Begrenzung der

Querkraftschwingbreite der vorgespannten I-Träger aufBasis von Gl. (3) (Gleichung 4.119 DIN-FB 102) vorge-schlagen, die auf das Hauptzugspannungskriterium zu-rückgeht. Hierfür ist nachzuweisen, dass der Querschnittunter der maßgebenden Belastung, analog zu den Versu-chen, in Höhe des unteren Steganschnitts keine Längs-zugspannungen aufweist. Aufgrund dieser Forderung wirdspäter zwischen einem Nachweis für I- und einem für T-Querschnitte unterschieden. Während bei den I-Quer-schnitten die Gurte in den Schubzonen in Höhe des Steg-anschnitts ungerissen bleiben, entwickeln sich bei den T-Querschnitten die Biegeschubrisse aus Biegerissen.

Für diese Vorgabe wurde ein zugehöriges GOODMAN-Dia-gramm für I-Querschnitte und eine Lastwechselzahl von1 · 106 hergeleitet. Eine besondere Schwierigkeit war vorallem, dass aufgrund der über die Trägerlänge veränder -lichen statischen Querkrafttragfähigkeit die bezogeneQuerkraftbeanspruchung unter Ober- und Unterlast so-wie die bezogene Querkraftschwingbreite über die Träger-längsrichtung variieren. Je kleiner die VerhältnisseVmax/VRm,ct und ΔV/VRm,ct sind, desto konservativer istdas hiermit entwickelte GOODMAN-Diagramm. Die Lageder minimalen bezogenen Querkraftbeanspruchung und -schwingbreite hängt von der jeweiligen Belastung unddem Versuchsträger (Zugfestigkeit, Vorspannung) ab.

In Bild 10 (links) ist exemplarisch der Verlauf der bezoge-nen Querkräfte und Querkraftschwingbreite in Versuch I-O-1a in Trägerlängsrichtung unter der zweiten aufge-brachten Lastkombination dargestellt. So variiert das Ver-hältnis Vmax/VRm,ct zwischen 0,87 am Auflager und 0,69in der Mitte zwischen Auflager und Lasteinleitung. Dermaximale Wert der bezogenen Querkraftschwingbreitebeträgt 26 % am Auflager und verringert sich in RichtungLasteinleitung auf 21 % der statischen Querkrafttragfähig-keit. Das in Bild 11 (links) dargestellte GOODMAN-Dia-gramm wurde für einen Abstand von 1 m vom Auflagererstellt, da dies etwa der Lage der maßgebenden Quer-kraftbeanspruchungen (min. Vmax/VRm,ct ) und Querkraft-schwingbreiten (min. ΔV/VRm,ct) der Versuchsträger ent-spricht und eine gute Übereinstimmung mit der in denVersuchen beobachteten Lage der Schubrisse aufweist.Analog zur Versuchsnachrechnung für Bild 9 wurden alleBelastungskombinationen berücksichtigt, bei denen nach1 · 106 Lastwechseln kein zyklisches Querkraftversagenauftrat.

Bei der Begrenzung der zulässigen Querkraftschwingbrei-te auf Basis der statischen Querkrafttragfähigkeit VRm,ctnach Gleichung 4.119 von DIN-Fachbericht 102 darf diemaximale Querkraft 0,75 ·VRm,ct nicht überschreiten, unddie Schwingbreite zwischen Oberlast und Unterlast istauf 1/3 ·VRm,ct zu begrenzen. Somit liegen sieben der 21Belastungskombinationen an I-Trägern ohne Ermüdungs-versagen außerhalb des zulässigen Bereichs (grau), d. h.die ertragbare Bruchlastspielzahl wird entsprechend un-terschätzt. Die gestrichelten Linien in Bild 11 stellen dieForm der Grenzen für querkraft- und druckbeanspruch-ten Beton nach DIN-Fachbericht 102 dar. Da bei den

Bild 9 Versuchsnachrechnung nach DIN-Fachbericht 102 (GOODMAN-Diagramm)Comparison of test results and code provisions for shear fatigue(GOODMAN-Diagram)

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T-Trägern die Betonrandzugspannungen unter statischerBelastung im rechnerischen Bruchzustand über einengroßen Bereich des Schubfeldes die Betonzugfestigkeitüberschreiten, sind eine Berechnung von VRm,ct nach demHauptzugspannungskriterium und der vorgestellte An-satz für den Ermüdungsnachweis nicht möglich.

4.2.2 Schwingbreite der schiefen Hauptzugspannung

Eine alternative Form des Nachweises der Querkrafter-müdung ist die Begrenzung der Hauptzugspannungs-schwingbreite in Anlehnung an den Nachweis der stati-schen Querkrafttragfähigkeit nach DIN 4227 [3]. Hierbeiist grundsätzlich wieder zwischen I-Trägern und Platten-balkenquerschnitten zu unterscheiden. Da die Beton-längsspannungen im Ansatz für VRm,ct nach Gleichung4.119 DIN-FB 102 eingehen und die ermüdungswirk -samen Ober- und Unterlasten von den statischen Bruch-lasten abweichen, sind die Verhältniswerte σI/fctm undV/VRm,ct nicht identisch. In Bild 10 (rechts) ist der Verlaufder bezogenen maximalen Hauptzugspannung in VersuchI-O-1a in Trägerlängsrichtung unter der zweiten aufge-

brachten Lastkombination dargestellt. Während die mini-male Ausnutzung der statischen Querkrafttragfähigkeitunter dieser Belastungskombination 69 % betrug (Bild 10,links), ergibt sich bezogen auf die Betonzugfestigkeit einminimaler Wert σI,max/fctm von 57 % in einer Entfernungvon 1 m vom Auflager.

Die Erstellung des GOODMAN-Diagramms in Bild 11(rechts) erfolgte ebenfalls für einen Abstand von 1 m vomAuflager. Hierbei sind, im Gegensatz zur Begrenzung derQuerkraftschwingbreite, die untersuchten bezogenen Be-tonzugfestigkeiten unter Ober- und Unterlast der I-Trägerdargestellt, bei denen nach 1 · 106 Lastwechseln kein Er-müdungsversagen eintrat. Unter der maximalen Einwir-kung dürfen 60 % der Betonzugfestigkeit nicht überschrit-ten werden, und die zugehörige Schwingbreite der Haupt-zugspannung ΔσI muss kleiner als 0,375 · fctm sein. Auchbei diesem Ansatz wird für sechs von 21 Belastungskom-binationen eine geringere zyklische Querkrafttragfähig-keit der I-Träger prognostiziert als in den Versuchen be-obachtet. Der Ansatz für I-Träger sollte nur angewendetwerden, wenn der Querschnitt in Höhe des unteren Steg-anschnitts keine Längszugspannungen aufweist.

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-TrägerLimitation of shear load amplitude (left) and principal tensile stress (right) for prestressed I-beams

Die zulässige Schwingbreite der Hauptzugspannung fürvorgespannte Plattenbalkenquerschnitte bei Ansatz vonfctm für eine ertragbare Lastwechselzahl von 1 · 106 ist inBild 12 dargestellt (grau hinterlegt). Die Auswertung er-folgte analog zu den Versuchen an I-Trägern für einen Ab-stand von 1 m von der Lasteinleitung. Hierbei sind die un-tersuchten Belastungskombinationen hinsichtlich der imgewählten Nachweisschnitt wirkenden Längsspannungam unteren Trägerrand σcu unter Oberlast in vier Grup-pen unterteilt. Die Begrenzung der zulässigen Schwing-breiten und der bezogenen Randzugspannung ergibt sichaufgrund der vorhandenen Versuchsdaten. In Anlehnungan das GOODMAN-Diagramm für druck- bzw. querkraftbe-anspruchten Beton ist ebenfalls die Grenze nach DIN-Fachbericht 102 dargestellt (gestrichelte Li nien). Bei Plat-tenbalkenquerschnitten sollte die Randzugspannung0,1 · fctm nicht überschreiten, da wegen der beschränktenVersuchsanzahl für größere Randzugspannungen keineabgesicherte Aussage möglich ist. Aufgrund der im Ver-gleich zu I-Trägern unterschiedlichen Rissbildung undSpannungsverhältnisse sollte die maximale Hauptzug -

spannung σI,max bei T-Trägern den Wert 0,35 · fctm nichtüberschreiten. Die maximal zulässige Schwingbreite ΔσIbeträgt 15 % der Betonzugfestigkeit. Aufgrund der be-schränkten Trägerabmessungen lag in den durchgeführ-ten Versuchen in Trägerlängsrichtung ein relativ kurzerBereich mit Randzugspannungen und zugehörigenHauptzugspannungen im Steg vor. Die Definition der zu-lässigen Werte σI,max, σI,min und σcu im gewählten Nach-weisschnitt kann daher als pragmatische und tendenziellkonservative Festlegung eingestuft werden. Gleichzeitigwird hierdurch der Anwendungsbereich des modifizier-ten Ansatzes eingeschränkt. Durch die vorhandene Span-nungsbegrenzung liegen sechs von zwölf Belastungskom-binationen ohne Ermüdungsversagen außerhalb des zu-lässigen Bereichs, sodass die ertragbare Lastwechselzahlunterschätzt wird.

4.3 Bemessungsmodelle

Basierend auf den modifizierten Ansätzen werden nach-folgend Vorschläge zur Bestimmung der zyklischen Quer-krafttragfähigkeit von Spannbetonträgern ohne Quer-kraftbewehrung unter Berücksichtigung von Teilsicher-heitsbeiwerten beschrieben. In Bild 13 (links) ist die zu-lässige Querkraftschwingbreite für Spannbetonträgerohne Stegbewehrung mit I-Querschnitt dargestellt. DerBemessungswert der statischen QuerkrafttragfähigkeitVRd,ct ergibt sich entsprechend Gleichung 4.119 nachDIN-Fachbericht 102, wobei mit γc = 1,8 für unbewehrtenBeton und dem unteren Fraktilwert der Betonzugfestig-keit fctk;0,05 zu rechnen ist. Im Rahmen der Umstellungauf DIN EN 1992-2 mit Nationalem Anhang für Deutsch-land kann analog fctd = αct · fctk;0,05/γc = 0,85 · fctk;0,05/1,5angesetzt werden. Das GOODMAN-Diagramm zur Begren-zung der zulässigen Hauptzugspannungsschwingbreiteunter Berücksichtigung von Teilsicherheitsbeiwerten istin Bild 13 (rechts) dargestellt. Hierbei sind sowohl die Grenzen für Spannbetonträger mit I-Querschnitt(hellgrau) als auch mit T-Querschnitt (dunkelgrau) ange-geben.

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

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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Literatur

[1] NAUMANN, J.: Brücken und Schwerverkehr – Eine Be-standsaufnahme. Bauingenieur 85 (2010), Heft 1, S. 1–9.

[2] DIN 1072 – Straßen- und Wegbrücken; Lastannahmen.Berlin, 1953.

[3] DIN 4227 – Spannbeton – Richtlinien für Bemessung undAusführung (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.; KARAKAS, A.; PELKE, 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 un-ter Ermüdungsbeanspruchung. Dissertation, Karlsruhe,2002.

Die Bemessungswerte der einwirkenden Hauptzugspan-nung unter maximaler und minimaler BeanspruchungσI,max,Ed bzw. σI,min,Ed werden auf den Bemessungswertder Betonzugfestigkeit fctd bezogen. Dieser ergibt sich zufctk;0,05/γc = fctk;0,05/1,8 bei Anwendung von DIN-Fachbe-richt 102 bzw. αct · fctk;0,05/γc = 0,85 · fctk;0,05/1,5 nachDIN EN 1992-2/NA(DE). Bei I-Querschnitten ist dieSpannung im Steganschnitt so zu begrenzen, dass unterder maßgebenden Lastfallkombination Druckspannun-gen vorliegen. Bei Plattenbalkenquerschnitten darf dieBetonlängsspannung am unteren Trägerrand 0,1 · fctdnicht überschreiten.

Aufgrund der derzeit fehlenden Erkenntnisse zu den er-müdungswirksamen Lasten für Querkraft wird bei demvorgestellten modifizierten Ermüdungsnachweis fürSpannbetonbrücken in Anlehnung an [12] vorgeschlagen,die häufige Einwirkung des Lastmodells 1 als ermüdungs-wirksame Verkehrsbelastung anzusetzen. Dies gilt eben-falls für die Begrenzung der Biegespannungen, sodass dieNachweise unter der gleichen Einwirkungskombinationerfolgen können. Zur genaueren Beschreibung der ermü-dungswirksamen Lasten sind weitergehende Untersu-chungen sinnvoll.

5 Zusammenfassung

Zur Untersuchung der zyklischen Querkrafttragfähigkeitvon Spannbetonträgern ohne Querkraftbewehrung wur-den am Institut für Massivbau der RWTH Aachen Ver -suche an einem doppeltsymmetrischen profilierten I-Querschnitt (sechs Träger) und einem Plattenbalken-querschnitt (sieben Träger) durchgeführt. Neben der Er-mittlung der Bruchlastspielzahl war das Ankündigungs-verhalten vor Versagen ein wesentlicher Untersuchungs-aspekt. Die Dimensionierung der Versuchsträger undFestlegung der Versuchsparameter erfolgte auf Basis einerAnalyse von typischen Bestandsbrücken der Bundesfern-straßen. Aus den Untersuchungen lassen sich folgendeSchlussfolgerungen ziehen:

(1) Das zyklische Querkraftversagen der vorgespanntenI-Träger erfolgte schlagartig durch eine Diagonalriss-bildung im Steg ohne augenscheinliche Vorankündi-gung. Hierbei war ein Großteil des Schubfeldes unterOberlast an der Trägerunterseite überdrückt, sodassim Steg in der Regel keine Biegerisse vorlagen.

(2) Bei dem Plattenbalkenquerschnitt konnte unter zykli-scher Beanspruchung sowohl eine ausgeprägte Biege-riss- und Biegeschubrissbildung als auch das Entste-hen diagonaler Schubzugrisse im Steg beobachtetwerden. Das zyklische Querkraftversagen erfolgteschließlich durch eine schlagartige Schubzugrissbil-dung im Steg.

(3) Die Ansätze zur Querkraftermüdung nach DIN-Fach-bericht 102 unterschätzen die ertragbare Lastspiel-zahl der untersuchten Träger deutlich. Dies ist im Wesentlichen auf eine Unterschätzung der statischenQuerkrafttragfähigkeit zurückzuführen.

(4) Auf Basis der Untersuchungen wurden für Spannbe-tonträger ohne Querkraftbewehrung zwei modifizier-te Ansätze in Form von GOODMAN-Diagrammen zurErmittlung der Querkrafttragfähigkeit unter zykli-scher Beanspruchung entwickelt. Hierbei sind dieBiegelängsspannungen am unteren Rand des Steges(I-Querschnitt) bzw. unteren Querschnittsrand (T-Querschnitt) zu begrenzen.

(5) Beim ersten Ansatz für I-Querschnitte handelt essich, in Anlehnung an DIN-Fachbericht 102, um eineBegrenzung der zulässigen Querkraftschwingbreitebei Verwendung von Gleichung 4.119 nach DIN-Fachbericht 102.

(6) Beim zweiten Ansatz erfolgt der Nachweis der zykli-schen Querkrafttragfähigkeit durch eine Begrenzungder zulässigen Schwingbreite der schiefen Hauptzug -spannung.

Zur abschließenden Überführung in ein Bemessungs -modell sind noch die ermüdungswirksamen Lasten, diemaßgebende Einwirkungskombination zur Begrenzungder Biegelängsspannungen und die anrechenbare Beton-zugfestigkeit von Bestandsbrücken genauer zu unter -suchen.

Das Forschungsvorhaben „Ermüdungsverhalten von pro-filierten Spannbetonträgern ohne und mit geringer Querkraftbewehrung“ wurde durch die Deutsche For-schungsgemeinschaft (DFG) und das Forschungsvor -haben „Ermüdung von Spannbetonbrücken“ durch Hes-sen Mobil gefördert. Der DFG, Hessen Mobil und denMitgliedern der Beratergruppe sei an dieser Stelle herz-lich gedankt.

[8] THUN, H.; OHLSSON, U.; ELFGREN, L.: A deformation crite-rion for fatigue of concrete in tension. Structural Concrete12 (2011), Nr. 3, S. 187–197.

[9] TEWORTE, F.; HEGGER, J.: Shear Fatigue of Prestressed Con-crete 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 Pre-and Postcracking Shear Behaviour of Prestressed ConcreteBeams Using Innovative Measuring Techniques. ACIStructural Journal 101 (2004), Nr. 2, S. 183–192.

[12] ZILCH, K.; ZEHETMAIER, G.; GLÄSER, C.: Ermüdungsnach-weis bei Massivbrücken. In: Betonkalender 2004, VerlagErnst & Sohn, Berlin, S. 310–406.

Autoren

RWTH AachenLehrstuhl und Institut für MassivbauMies-van-der-Rohe-Straße 152074 Aachen

Dipl.-Ing. Frederik Tewortefteworte@imb.rwth-aachen.de

Prof. Dr.-Ing. Josef Heggerjhegger@imb.rwth-aachen.de

Nördlich von Magdeburg kreuzt der Mittellandkanal die Trasse der Deut-schen Bahn von Magdeburg nach Sten-dal. Schon seit 1928 besteht beim DorfElbeu eine Kanalüberführung, die derSchifffahrt freie Passage über die Eisen-bahnstrecke ermöglicht. Jetzt wird derMittellandkanal im Zuge des Verkehrs-projekts Deutsche Einheit Nr. 17 ausge-baut, damit moderne Güterschiffe die ge-samte Hauptstrecke befahren können.Der Ersatzneubau ist eine zentrale Bau-maßnahme an der Kanalhauptstrecke.Das Wasserstraßen-Neubauamt Helm-stedt lässt die Kanalbrücke erneuern; zu-gleich werden die Regelquerschnitte andie aktuellen technischen Anforderun-gen der Deutschen Bahn angepasst. Ende 2013 sollen die 42 m breite zwei-schiffige Kanalbrücke, der darunter lie-gende 164 m lange Bahntunnel und die

neue Kanalstrecke in Dammlage für denVerkehr freigegeben werden.

Der Tunnel wird in offener Bauweise mit 9000 m³ Transportbeton C30/37 mitlangsamer Festigkeitsentwicklung herge-stellt.

Sowohl der Schiffsverkehr als auch derBahnbetrieb bleiben während der gesam-ten Bauarbeiten aufrechterhalten. Zu-nächst wurde eine etwa 900 m lange ein-schiffige Umfahrung inklusive Ausweich-brücke errichtet. Erst als diese temporäreParallelstrecke geflutet und der Schiffs-verkehr wieder aufgenommen wordenwar, konnten die bisherige Fahrrinne ge-sperrt und die alte Kanalüberführung ab-gebrochen werden.

A K T U E L L

Kanalüberführung Elbeu

Der Ersatzneubau der Kanalüberführung Elbeu isteine zentrale Baumaßnahme an der Kanalhaupt-strecke des Mittellandkanals.

DOI: 10.1002/best.201200060

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Karsten Winkler, Peter Mark FACHTHEMA

Experimentelle Umsetzung von Symmetrielagerungen

1 Einleitung

Experimente an Stahlbetonkörpern mit großen Abmes-sungen sind seit vielen Jahren im Fokus von nationalenwie internationalen Untersuchungen [1 bis 3]. Sie sollenBauteilen mit real sehr großen Abmessungen möglichstnahe kommen. Typische Beispiele der Praxis sind Balkenoder Platten des Industrie- oder Brückenbaus mit Höhenim Metermaßstab. Aber auch im Hochbau sind punktge-stützte Platten mit Dicken von 0,60 m und darüber nichtselten. Die Grenzen der Testbarkeit im Labor sind oft be-reits bei Lasten weniger Meganewton und Probekörper-gewichten einiger Tonnen erreicht. Als Lösung wurdenschon früh Experimente an skaliert verkleinerten Modell-körpern angestellt [4, 5]. Allerdings ist die Extrapolationvon „klein auf groß“ aufgrund von Modell- und Maß-stabseffekten [4, 6] oft schwierig und mit Unsicherheitenverbunden, da Tragfähigkeiten bei Betonversagen in derRegel unterproportional zu Bauteilabmessungen anwach-sen. Diese Phänomene des Maßstabseinflusses sind bei-spielsweise aus der Würfelprüfung von Beton bekannt –kleinere Würfel widerstehen aufgrund der heterogenenBetonstruktur höheren Spannungen als größere – und inVorschriften des Stahlbetonbaus im Bereich der Schubbe-messung verankert [7 bis 9]. Bei den rechnerischen Trag-fähigkeiten gegen Querkräfte bei nicht querkraftbewehr-ten Bauteilen und dem Durchstanzen geht ein Maßstabs-faktor k mit

(1)= + ≤kd

1 200[mm]

ein, der die Widerstände bei statischer Nutzhöhe d >0,20 m reduziert. Zur Überprüfung von k wurde an derRuhr-Universität Bochum eine erste Serie an Schubversu-chen mit fünf maßstäblich skalierten Stahlbetonbalkenohne Querkraftbewehrung und Rechteckquerschnitt b/him Drei-Punkt-Biegeversuch durchgeführt, mit d zwi-schen 0,20 und 0,90 m [10] und ansonsten gleichen Ver-suchsparametern (Bild 1), derart, dass die strengen Anfor-derungen an maßstabsgetreue Versuche erfüllt sind [6].Bild 2 zeigt als Auswertung die Modellsicherheitsbei -werte γmod nach [11 bis 14] mit

über d aufgetragen. Darin bezeichnen Vexp die maximaleQuerkraft im Experiment und ρl den Längsbewehrungs-grad in der Zugzone. γmod beschreibt die Sicherheit bezo-gen auf die 5 %-Fraktile der Grundgesamtheit der Versu-che. Dabei weist die Auswertung der Versuchsserie eineabfallende Tendenz bei größeren Bauteilhöhen hin zurunsicheren Seite auf, obwohl der Maßstabsfaktor nachGl. (1) in der Darstellung bereits enthalten ist.

Versuche an Balken mit großen Nutzhöhen jenseits einesMeters wären also besonders wichtig, sind aber in der Li-teratur nur wenig vorhanden. Noch deutlicher wird diesfür den Bereich des Durchstanzens schubschlanker Plat-

Vmodexp

ρ= 0,14 (100 )13V k f bdR,c l ck

Grundidee des Beitrags ist es, Symmetrien von Stahlbetonbal-ken oder -platten in Last und Bauteilgeometrie im Experimentzur Systemreduktion zu nutzen. Bei einfacher bzw. doppelterAchsensymmetrie bedeutet das die Halbierung bzw. Viertelungder Prüfkörper. Gleiches gilt für die Bauteileigengewichte unddie Prüflasten. Dazu sind biegesteife Widerlager zu entwickeln,die gleichzeitig vertikal ideal verschieblich sind. Der Beitragzeigt Entwicklung, Umsetzung und Verifikation der Symmetrie-lagerungen mit den Anschlüssen zu den Betonkörpern. Sie be-stehen aus präzise zu fertigenden Profilstahlkonstruktionen derWiderlager, Gleitebenen aus gefettetem Teflon und vorge-spannten Rückspannungen der Biegezugbewehrungen. Ver-gleichsuntersuchungen an reduzierten „Halbbalken“ und Voll-systemen als Referenz zeigen nahezu übereinstimmende Er-gebnisse.

Experimental realization of symmetry bearingsTaking advantage of symmetries of reinforced concrete beamsand slabs in experimental setups characterizes the fundamen-tal idea in this paper. This leads to significant reductions of testloads and dimensions of test members, i.e. bisection for singleand quartering for double axis symmetry, respectively. For thispurpose, an almost frictionless sliding as well as a flexurallyrigid performance at the symmetry bearing have to be realized.The contribution focuses on development, realization and veri-fication of symmetry bearings and their interface connectionsto test members. The bearing modules consist of preciselymanufactured steel elements, combined with prestressed an-chorages of the bending reinforcement. Almost frictionlesssliding is ensured by thin greased PTFE-sheets. Comparativeinvestigations show almost identical test behaviours of sym-metrically reduced test specimens and corresponding full-sizemembers.

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

ten, wo Plattendicken bis ca. 0,20 m sehr gut experimen-tell abgesichert sind [11], ab etwa 0,40 m Dicke [16] aberkaum Versuchsergebnisse mehr vorliegen (Bild 3). Einge-schlossen sind dabei keine Versuche an (gedrungenen)Fundamenten, wo bereits merklich dickere Fundamentegetestet wurden, z. B. [17].

Die Notwendigkeit von Versuchen an großen Betonkör-pern ist also bei sprödem Schubversagen besonders gege-ben. Allerdings steigen Lasten und Eigengewichte derVersuchskörper gerade beim Durchstanzen enorm an, so-dass sie schnell die Kapazitäten üblicher Laboreinrich-tungen übersteigen. Tab. 1 stellt dazu in der mittleren

Spalte (Vollplatte) überschlägige Gewichte G und Prüflas-ten P zusammen, die dies für Platten jenseits etwa 0,50 mDicke eindrucksvoll belegen. Dabei wurde beispielhaftvon einem Versagen ohne Durchstanzbewehrung aus -gegangen, mit einer Schubschlankheit a/d = 3,5, γc =25 kN/m³, fc = 30 MN/m² und einer Absicherung gegenungewolltes Biegeversagen von 20 %.

Grundüberlegung der in Kooperation des Lehrstuhls fürMassivbau mit den Versuchseinrichtungen KIB-KON ander Ruhr-Universität Bochum entwickelten Lagerungs-konstruktionen ist die Nutzung von Achssymmetrien zurPrüfkörperreduktion, wie sie bei Finite-Elemente-Berech-nungen standardmäßig angewendet werden, um Rechen-zeit zu sparen. Bei symmetrischer Last und Lagerungkann ein einfacher Balken auf seine Hälfte, eine durchzu-stanzende Platte mit orthogonalem Bewehrungsnetz aufein Viertel ihrer Ursprungsgröße reduziert werden. Ge-wichte wie Prüflasten verringern sich entsprechend (Tab. 1, rechte Spalte).

2 Symmetrieprinzipien

Für prismatische, einfache Balken mit einfach oder dop-pelt symmetrischen Querschnitten sowie Belastungensymmetrisch zur Feldmitte besteht einfache Achssymme-trie zur Balkenmitte, bei kreisrunden Platten gleichmäßi-ger Dicke und linienartiger Lasteintragung am Platten-rand eine doppelte Achssymmetrie mit Symmetrieachsendurch den Plattenmittelpunkt und parallel eines üblicher-weise orthogonalen Bewehrungsrasters. Radiale und ring-artige Bewehrungsanordnungen bei Kreisplatten ließensogar weitere Vereinfachungen aus Rotationssymmetriezu, aller dings soll im Folgenden von üblichen, senkrechtzueinander liegenden Bewehrungsnetzen ausgegangenwerden. Das Bild 4 fasst Grundsysteme und reduzierte„Halbbalken“ bzw. „Viertelplatten“ mit den zugehörigenLagerungsbedingungen und statischen Ersatzsystemenzusammen. Am Lager bzw. den Lagerlinien ist die verti-kale Verschiebung uz frei möglich, Längsverschiebungenux = 0, genauso die Verdrehung ϕ = 0 um die y-Achse. Ei-ne Querkraft V tritt nicht auf. Daraus ergeben sich folgen-de Randbedingungen für die Widerlagerkonstruktionen:

(a) Die vertikalen Verschiebungen uz müssen mithilfevon Gleitmaterialien nahezu unbehindert und rei-bungsfrei erfolgen können.

Bild 1 Gestapelte Balken einer maßstäblich skalierten Serie zum Querkraft-versagen ohne Querkraftbewehrung, nach [15]True-scaled concrete beams without shear reinforcement, acc. to [15]

Bild 2 Entwicklung des Modellsicherheitsbeiwerts γmod über die statischeNutzhöhe dDevelopment of the model safety factor γmod along effective depth d

Bild 3 Anzahl von Durchstanzversuchen an schubschlanken Stahlbeton -platten über der statischen Nutzhöhe d, nach [18]Quantities of punching shear tests on slender slabs along effectivedepth d, acc. to [18]

Tab. 1 Überschlägig ermittelte Eigengewichte G von kreisförmigen Plattenund zugehörige Prüflasten P zum DurchstanzenEstimated values of dead loads G of circular slabs and correspondingultimate loads P for punching

Vollplatte Plattenviertelh [cm] G [t] P [MN] G [t] P [MN]

35 5,8 1,8 1,4 0,550 16,5 3,6 4,1 0,970 51,0 6,7 12,8 1,790 84,0 9,7 21,0 2,4

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

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(b) Eine Verschieblichkeit gegen das Widerlager ist durchhohe Längssteifigkeit zu verhindern (ux ≈ 0).

(c) Gegenseitige Verdrehungen von Prüfkörper gegendas Widerlager sind minimal zu halten (ϕ → 0), da an-sonsten Abplatzungen in der sich einschnürendenDruckzone entstehen können und zu hohe vertikaleVerschiebungen auftreten.

(d) Beim Durchstanzen tritt zusätzlich durch die Platten-biegung eine gegenseitige Verschiebung von oberenzu unteren Plattenrändern entlang der Lagerlinienauf, was zwängungsfrei möglich sein muss (Bild 4, un-ten).

Grundsätzlich sollen die Zug- und Druckbeanspruchun-gen aus der Biegewirkung am Lager durch Rückveranke-rung der Biegezugbewehrung und direkte Betonpressun-gen innerhalb der Druckzone abgeleitet werden.

3 Umsetzung im Experiment 3.1 Reibarme Verschieblichkeit

Zunächst getrennt von Bauteiluntersuchungen wird dieGleitkonstruktion erarbeitet. Als Anforderungen sind zuerfüllen:

– Minimale Reibkoeffizienten auch bei hohen Pressun-gen bis rund 60 MN/m² senkrecht zur Gleitebene inder Biegedruckzone,

– eine geringe Dicke, um keine wesentlichen Eigenver-formungen zuzulassen,

– Formstabilität und Lagesicherheit auch bei großenVerschiebungen.

Gefettete, dünne Teflonfolien (PTFE mit t = 0,5 mm) er-weisen sich hier als optimales Gleitmaterial. In ähnlicherArt wurden sie auch zur Ausschaltung von Querdeh-nungsbehinderungen bei Würfeldruckversuchen als zwi-schengelegte Gleitschicht erfolgreich eingesetzt [19, 20].Die Folien selber sind als Einzelstücke in geringfügig we-niger tiefe „Taschen“ (durch Fräsen aus Stahlblechen aus-genommene Bereiche) mit t = 0,3 mm eingelassen, da siebei nicht gehaltener, vollflächiger Lage verrutschen, rei-ßen und dann stark an Effektivität verlieren. Die „Ta-schen“ halten die Folien lage- und formstabil (Bild 6). Dabei hat sich eine feine Durchlöcherung der Folien be-währt, durch die das Fett bei ersten Druckbeanspruchun-gen gleichmäßig austritt und so eine vollflächige Schmier-ebene ausbildet.

Bild 7 zeigt exemplarisch das Ergebnis eines Reibver-suchs nach Aufbau des Bildes 5 als Darstellung zwischenVerschiebung und nötiger Tangentialkraft für diese Ver-schiebung. Dabei presst ein Zylinder kraftgesteuert Stahl-platten mit Gleitebene gegeneinander (VorspannkraftP0 = 600 kN, was mit Lastverteilung zur maximalen Pres-sungsgröße von 60 MN/m² führt), ein weiterer, wegge-steuerter Zylinder senkrecht dazu verschiebt die Stahl-platten mit einer konstanten Geschwindigkeit von0,5 mm/min entlang der Gleitebene. Seine Kraft F wirdals Reaktionskraft aufgezeichnet und zusammen mit derEigenlast der Stahlkonstruktion von G = 0,33 kN (beidewirken nach unten) zur Ermittlung der Reibkoeffizientenμ = (G + F)/P0 angesetzt. Nach erstem, typischem Haftentritt Gleiten mit leicht steigendem Kraftaufwand auf. DieReibkoeffizienten bleiben mit unter 0,2 % sehr gering.

Bild 4 Symmetrieprinzipien von einfachen Balken (a) und kreisförmigen Plat-ten mit linienartiger Randbelastung (b)Principles of symmetry: simple beams (a) and circular slabs with load-ing along the outer border (b)

3.2 Biegesteifer Anschluss und Rückverankerung

StahlwiderlagerAls Widerlagerkonstruktion dient ein massives, an seinenKontaktflächen plangeschliffenes Profilstahlbauteil. Esbesteht im Wesentlichen aus einer 80 mm starken Front-platte mit vertikalen Schlitzen zur Durchführung derZugbewehrung aus den Betonkörpern hinter die Widerla-gerebene. An der Hinterseite der Stahlplatte schließenStahlbleche an zur Verankerung des Biegemoments inden Hallenboden eines Spannfeldes, und zwar aufgeteiltin eine Druckkomponente vorne an der Stahlplatte undeine Zugkomponente, rückgespannt mit Gewindestäben.Die Bilder 10 und 11 zeigen das Widerlager im Prinzipbzw. eingebaut zum Versuch. Das Raster der Schlitze be-trägt 20 cm, sodass ein- oder zweilagige Rückspannungen

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)

Bild 7 Versuchslast und zugehörige Verschiebungen im Reibversuch mit berechneten Reibkoeffizienten μTest load and corresponding displacements of the sliding test with calculated friction coefficients μ

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mit entsprechendem Abstand verankert werden können.Ausgelegt ist die Konstruktion für Biegezug- bzw. -druck-kräfte bis ca. 3 MN/m.

Gleitbleche mit BewehrungsanschlussDen Abschluss von reduzierten Balken („Halbbalken“)bzw. Platten („Viertelplatten“) zum Symmetrielager bil-

den Gleitbleche mit beschriebener Taschenausbildungmit PTFE-Folien (Bild 8), wobei auch auf der anderenSeite der Widerlagerplatte eine zweite Gleitebene an derRückspannung liegt. Die zusätzlichen Kopfbolzen amGleitblech sind lediglich konstruktiv ergänzt, da planmä-ßig bei ausgeschalteter Reibung keine Querkraft am La-ger auftritt. Aus Montagegründen besitzen die Gleitble-

1 Halbbalken2 Biegezugbewehrung mit Feingewindeanschluss3 Gleitblech mit Anschlussgewinden und konstruktiven Kopfbolzen

Bild 8 Schematischer Aufbau der Rückspannkonstruktion, Widerlagerplatte gestricheltSchematic assembly of the anchorage structure, rigid steel frame dotted

4, 5 Gleitebenen aus gefetteten PTFE-Folien6 Ankerplatte7 Gewindestangen

Bild 9 Balkenbewehrung mit DMS, Gleitblech und Anschlüssen (a), Gewindestangen zur Rückverankerung (b), Gleitebene am Versuchskörper (c), Gleitebene ander 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)

che einen Bewehrungsanschluss zur Rückspannvorrich-tung hinter dem Stahlblech (gestrichelte Linien) des Widerlagers. Gewindeanschlüsse mit aufgedrehtem Fein-gewinde haben sich dabei gegenüber kommerziellen An-schlüssen mit metrischen Gewinden als günstiger weilschlupfärmer und gleichmäßiger in der Ausführungsquali-tät gezeigt. Wichtig ist es, den Schraubanschluss hin zurRückspannvorrichtung vorzuspannen, sodass die ausdem Betonkörper bis hinter die Widerlagerplatte freilie-genden Zugstäbe während des eigentlichen Versuchskaum Zusatzdehnungen erhalten, welche ungewollte La-gerverdrehungen erzeugen würden. Diese Vorspannun-gen erfolgen mit Hohlkolbenzylindern und werden in ih-rer auf den Rückspannbereich begrenzten Wirkung –nicht wesentlich in die Betonkörper eingetragen – durchapplizierte Dehnungsmessstreifen (DMS) kontrolliert.

In die Anschlusskonstruktion wurde viel Entwicklungsar-beit investiert, da sie von entscheidendem Einfluss auf dieeffektive Verdrehsteifigkeit am Lager ist. Verfolgt werdenzwei Varianten:

(a) Eine direkte Kopplung der Biegezugbewehrung überMuffen am dann relativ dünnen Gleitblech (2 bis 20 mm)

(b) Eine indirekte Kopplung durch Einschrauben der Bie-gezugbewehrung mittels aufgedrehter Feingewinde inein dickes Gleitblech (bis 40 mm) und auf der Rück-seite versetzt dazu angeordnete Rückspannungen aushochfesten Gewindestangen

Um die Anschlusskonstruktionen zu Versuchsbeginn ineine ideal am Gleitblech anliegende Position zu bringen,ist eine zusätzliche, nahezu mittig über die Querschnitts-höhe eingepasste Durchspannung in den Balken bzw. diePlatten ergänzt. Sie dient nur dem zentrischen Anpressen

und endet in einer wenige Zentimeter im Betonkörper lie-genden lasteinleitenden Stahlplatte bzw. einem dickenGleitblech. Bild 9a zeigt die Verankerung an einer separa-ten Platte im Balken, Bild 12 rechts die direkte Einarbei-tung in ein dickes Gleitblech bei den Durchstanzversu-chen. Letztendlich als günstigste Variante hat sich die in-direkte Kopplung mit dicken Gleitblechen und Feinge-windeverankerungen sowohl von Bewehrungsstäben ausdem Betonkörper auf der einen Seite als auch der hoch-festen Gewindestäbe ∅36 der Rückspannung mit Güte10.9 auf der anderen Seite gezeigt (vgl. Bild 12, rechts).Der nicht unerhebliche Materialaufwand für die dickenGleitbleche relativiert sich zum Teil, da sie nahezu rück-standsfrei aus den Probekörpern herausgelöst und wie-derverwendet werden können.

4 Versuchsstand4.1 Biegeversuche am Halbbalken

Der Versuchsstand setzt sich aus den Stahlrahmen als Wi-derlager, dem eigentlichen Halbbalken mit anbetonierterGleitplatte, den Gleitebenen, der Rückspannung hinterdie Stahlplatte des Widerlagers und einer klassischen, freiverdrehbaren Auflagerung am freien Balkenende zusam-men. Das Bild 10 zeigt eine Schrägansicht des Aufbausund ein Detail der Rückverankerung aus rückgeführterZugbewehrung (unten) und zentrischer Vorpressung(oben). Das Biegemoment am Widerlager wird aufgeteiltin Zug- und Druckkomponenten über einen Querträgermit seitlichen Zugstäben und über direkten Kontakt imSpannfeld verankert. Die weggeregelte Versuchslast wirdmit 0,5 mm/min leicht neben der Symmetrieebene aus ei-nem mobilen servo-hydraulischen Prüfzylinder eingetra-gen. Messgrößen sind die Dehnungen der Bewehrungs-stäbe 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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verschiebungen, Oberflächenverzerrungen mittels photo-grammetrischer Aufnahmen ähnlich [21] und die horizon-talen Verschiebungen von Gleitblech bzw. Widerlager-platte. Aus Paaren von oberen und unteren Horizontal-verschiebungen (uo, uu) mit vertikalem Abstand a kann li-nearisiert 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 ge-nutzten Widerlager finden sich auch im Versuchsstandzum Durchstanzen von Plattenvierteln wieder (Bild 11).Nun bilden zwei in senkrechten Ebenen zueinander an-geordnete Stahlwiderlager mit entsprechend nebeneinan-der angeordneten Gleitebenen und Schlitzen der Durch-spannungen 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 Schubschlankheitzu gewährleisten. Im Eckbereich der vorderen Stahlplat-ten liegt das feste, vertikale Auflager der Platte als ver-schraubter Stützenstumpf. Die Lasteinleitung erfolgt vonoben entlang des kreisförmigen Randes über vier Lastein-leitungspunkte mit jeweils einem Viertel der weggesteuertaufgebrachten Last F des Prüfzylinders (vgl. Bild 4). Diegleichmäßige Aufteilung [22] in vier Einzelkräfte sichernzwei Ebenen von Einfeldträgern aus Profilstahl, die inerster oberer Ebene mit einem Träger die Zylinderkraft zuzwei Lagerkräften F/2 halbieren und in zweiter untererEbene mit zwei weiteren Trägern noch weiter teilen zuvier Lagerkräften à F/4.

Während bei den Halbbalken Fertigungstoleranzen derBetonkörper während der Montage ausgeglichen werdenkönnen, entfällt dieser Vorteil beim Durchstanzen, da alledrei Raumebenen durch die zwei orthogonalen Flächen-lager miteinander verkoppelt sind. Entsprechend hochsind die Genauigkeitsanforderungen sowohl für die Mon-tage des Versuchsstands als auch für die Herstellung derBetonkörper. Eingesetzt werden daher mit CNC-Techno-logie präzise gefräste und geschliffene Stahlwiderlager, ei-ne aussteifende Stahlgrundplatte zur Montage, separat

hergestellte Stahlschalungen für die Plattenviertel undentsprechend genaue Messinstrumente, wie Maschinen-wasserwaagen.

Die Gleitebenen zum Stahlwiderlager bestehen aus ge-trennten, lamellenartig angeordneten Gleitblechen (Bild12) mit indirekter Koppelung der im Versuch oben liegen-den, gezogenen Längsbewehrung aus der Platte. Die ge-wollte Trennung in Lamellen ermöglicht eine zwangsar-me Biegeverformung der Platte entlang der eingespann-ten Ränder, sodass sich die gezogenen oberen Ränderweiten, die gedrückten unteren Ränder zusammenstau-chen können. Die vertikalen Schlitze in der Widerlager-platte sind für diesen Versatz mit seitlichem Spiel von we-nigen Millimetern ausgestattet, dimensioniert aus demAnsatz rechnerischer Randdehnungen von maximal 4 ‰.Diese Dehnungen bleiben unerreicht, da Biegeversagenplanmäßig ausgeschlossen ist.

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)

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

Montage wie Betonage erfolgen in invertierter Lage (Bild13). Dabei werden die Gleitbleche mit Verankerungskon-struktionen und eingeschraubten Längsbewehrungsstä-ben zunächst innerhalb der Schalung ausgerichtet undanschließend über die Rückspanngewinde fixiert, bevordie weiteren Bewehrungsarbeiten beginnen. Folien schüt-zen während der Betonage die Feingewinde zum An-schluss der Gewindestäbe der Rückspannung.

5 Ausgewählte Ergebnisse der Balkenversuche

Die Symmetrielager werden zunächst an einfachen Stahl-betonbalken mit Rechteckquerschnitt und duktilem Bie-geversagen bei Belastungsanordnung im Drei-Punkt-Bie-geversuch auf ihre Eigenschaften hin geprüft. Dabei wer-den korrespondierende Ergebnisse der Vollbalken (Refe-renz, Bezeichnung V) mit denen der Halbbalken(Bezeichnung H) gegenübergestellt (Bild 14). Voll- wieHalbbalken sind jeweils aus einer Betoncharge mit glei-cher Bewehrung und konstruktiver Durchbildung ausge-arbeitet und an aufeinanderfolgenden Tagen getestet. We-sentliches Unterscheidungskriterium sind die Rückspann-arten der Biegezugbewehrung an den Halbbalken mitdünnen bzw. dicken Gleitblechen und fehlender bzw. zu-sätzlicher zentrischer Vorspannung zum Anpressen gegendie Stahlwiderlager.

Kenndaten der BalkenGeometrie: 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 Fein-gewinde, Bügel ∅10/10 (konstruktiv)

Last-Verformungs-VerhaltenDie Bilder 15a und b zeigen die Last-Verformungs-Dia-gramme von Referenzbalken und verschiedenen Halbbal-ken mit direkter Koppelung der Biegezugbewehrung überMuffengewinde. Dargestellt ist die vertikale Verformungunter der Last in Feldmitte. Im ersten Fall (Bild 15a, SerieIIb) ist das Gleitblech lediglich 2 mm stark, keine zen-

trisch vorpressende Druckspannung vorhanden und nureine geringe Vorspannung der Rückspannung von 50 kN(H1-IIb) bzw. 100 kN (H2-IIb) aufgebracht. Zwar werdendie Traglast mit ca. 125 kN und das grundsätzlich duktileBauteilversagen auch von den Halbbalken recht gut er-fasst, die Verformungen aber deutlich überschätzt wieder-gegeben, sodass im Versuch auch ein keilförmiger Spaltdurch Ablösen von Gleitblech von der Stahlplatte des Widerlagers auftritt, die Druckzone sich also einschnürt.Auch das höhere Vorspannen (H2-IIb) ändert daran we-nig. Im zweiten Fall (Bild 15b) ist dieser Effekt durch eindeutlich stärkeres Gleitblech von 20 mm, eine zusätzlichezentrische Druckspannung und Vorspannen beider Rück-

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

Bild 14 Prüfung der Vollbalken als Referenz und zugehörige HalbbalkenTesting of a full-size reference beam and corresponding bisectedmembers

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spannungen mit ca. 300 kN aufgehoben. Kraft-Verfor-mungs-Verläufe stimmen nun nahezu überein.

Rückspannung und GleitebeneDie Vorspannkräfte der Rückverankerung bewirken eineVorwegnahme der im eigentlichen Versuch ungewünsch-ten Zusatzdehnung der freien Zugbewehrung von derHinterkante des Gleitblechs hinter die Stahlplatte des Wi-derlagers. Sie werden indirekt über applizierte DMS ge-messen. Bild 16 zeigt, wie die daraus errechneten Vor-spannwirkungen (Kurve 2) planmäßig nahezu konstant

über dem Versuch bleiben. Der leichte Abfall in der zen-trischen Rückspannung (Kurve 1) entsteht durch die sichmehr und mehr vergrößernde Druckzone, gemessen zu x ≈ 7 cm bei Maximallast, was ξ = x/d ≈ 7/24 = 0,29 ent-spricht. Er ist aber für die Ergebnisse von untergeordneterBedeutung, da es sich um die rein konstruktive Anpress-vorrichtung handelt und die eigentliche Biegezugbeweh-rung kaum betroffen ist.

Die einwandfreie Funktion der Gleitebenen zeigt Bild 17.Dargestellt sind die vertikalen Verformungen vor der

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

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

Bild 17 Vergleich der vertikalen Verformungen am Gleitblech des Versuchs-körpers und an der Ankerplatte der RückspannungComparison of vertical deflections at the sliding plane of the test mem-ber and at the anchor plate at the rear side

Stahlplatte des Widerlagers am Gleitblech der Versuchs-körper in rot und die vertikalen Verformungen hinterdem Widerlager an der Ankerplatte der Rückspannung inblau. Beide Messpunkte liegen gut 25 cm horizontal von-einander entfernt und bewegen sich dennoch fast gleich-förmig. Die maximale Differenz zwischen den Verformun-gen beträgt 0,25 mm, was eine Neigung von vernachläs-sigbaren 0,25/250 = 1/1000 zwischen den Messpunktenbedeutet. Es sei darauf hingewiesen, dass nur Zuggliederdie beiden Punkte verbinden, planmäßig also kein biege -steifes System zum „Nachziehen“ der Ankerplatte derRückverankerung vorhanden ist.

VerdrehsteifigkeitEine mit den eingesetzten Wegaufnehmern merklichmessbare Verdrehung ϕ der Stahlwiderlager tritt erst beiden Durchstanzuntersuchungen mit Plattenstärken von h = 0,40 m auf. Rückgerechnet nach Gl. (4) aus Paarenhorizontaler Verformungen ergibt sich bei maximaler Ver-formungsdifferenz von 0,06 mm und Abstand a = 0,70 mder Wegaufnehmer ϕmax = 0,86 · 10–4 ≈ 1/11700. Die Ver-drehungen bei den Balkenversuchen liegen um eine Grö-ßenordnung darunter.

6 Schlussfolgerungen

Die bei numerischen Berechnungen standardmäßig ge-nutzte Symmetrie von Stahlbetonbauteilen lässt sichauch im Experiment zur Reduktion der Bauteile und Las-ten durch Symmetrielagerungen umsetzen. Dies gilt füreinfache Achsensymmetrien bei Balken, aber auch fürdoppelte Achsensymmetrien bei Durchstanzuntersuchun-gen an Platten. Die wesentlichen Anforderungen liegen in

der Verdrehsteifigkeit des Widerlagers, der Gleitebenezur idealen vertikalen Verschieblichkeit und der Rück-hängung der Biegezugbewehrung hinter die Widerlager-ebene. Letztere ist vorab vorzuspannen, sodass sie keinenzusätzlichen Verformungsanteil im Versuch mehr liefert.

Aufgrund der extremen Genauigkeitsanforderungen sindStahlbauteile mit präzisen Oberflächenbehandlungen nö-tig. Dies gilt gerade für die Durchstanzuntersuchungen,bei denen mehrere exakt vertikal zueinander liegendeEbenen in Widerlagern und Probekörpern zu erstellensind. Für die Gleitebene haben sich gefettete Teflonfolien,eingefasst gegen Verrutschen in passende Vertiefungender Stahlbleche, als nahezu reibungsfrei bewährt. Letzt-endlich gelingt eine treffende Abbildung des Last-Verfor-mungs-Verhaltens der Vollsysteme durch die halbiertenbzw. geviertelten Betonkörper. Dabei reduzieren sich Las-ten wie Gewichte, sodass auch Bauteile großer Abmes-sungen prüfbar werden.

Die vorgestellten Arbeiten sind im Rahmen des von derDeutschen Forschungsgemeinschaft (DFG) gefördertenProjekts „Maßstabsgerechtes Durchstanzverhalten vondicken Platten“ entstanden. Der DFG sei für die finan-zielle Unterstützung herzlich gedankt.

Den beteiligten Mitarbeitern der VersuchseinrichtungKIB-KON sei für ihre konstruktive und engagierte Arbeitgedankt, ohne die die Umsetzung nicht möglich gewesenwäre.

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Autoren

Dipl.-Ing. Karsten Winkler Ruhr-Universität BochumUniversitätsstraße 15044801 Bochumkarsten.winkler@ruhr-uni-bochum.de

Prof. Dr.-Ing. habil. Peter MarkRuhr-Universität BochumUniversitätsstraße 15044801 Bochumpeter.mark@ruhr-uni-bochum.de

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In sechs Kategorien wurden Projekte ausallen Facetten des Wohnungsbaus prä-miert. Das Projekt Stadt Wohn Raum inMünchen (Unterlandstättner Architek-ten) verweist zum Thema Nachverdich-tung auf eine Kernfrage der Kategorie„Wohnen in der Stadt“. In der Kategorie„Wohnen auf dem Land“ vergab die Juryden Preis an den Architekten RAINER

ROTH für das Projekt Schmiedestraße inder Eifel. Geschaffen wurde ein Arbeits-,Wohn- und Lebensraum für drei Famili-en. Umbau und Sanierung der Wohn -anlage Neue Burg in Wolfsburg (KSPJürgen Engel Architekten) wurde in derKategorie „Wohnen im Bestand“ prä-miert. Das Projekt verdient insofern be-sondere Würdigung, als Bauherr und Ar-chitekt die komplexen und vielschichti-gen Problemlagen einer Großsiedlungaus den 1960er Jahren souverän gelöstund für die Zukunft tragfähige Lösungenkonsequent umgesetzt haben. Der Um-

bau und die Umnutzung der Südstadt-schule in Hannover (MOSAIK-Architek-ten) erhielt den Preis in der Kategorie„Wohnen in der Gemeinschaft“. Für eineGruppe unterschiedlicher Familien undBewohner wurde eine denkmalgeschütz-te Schule aus den 1960er Jahren für zu-kunftsfähiges Wohnen umgebaut. In bei-spielhafter Weise wurde behutsam mitdem Gebäudebestand umgegangen. DerPlanungs- und Bauprozess wurde durchden Großteil der Bewohner gemeinsamdurchgeführt.

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A K T U E L L

Architekturpreis Zukunft Wohnen 2012

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

DOI: 10.1002/best.201200066

BERICHTAndreas Herrmann, Markus Dietz, Bettina Lerner, Renate Kalmbach

Eine neue Bühne für den denkmalgeschütztenTheatersaal

1 Umbau/Anschluss Theaterstraße 6 an den NeubauTheater und Philharmonisches Orchester Heidelberg

In diesem Beitrag wird der Umbau und Anschluss desdenkmalgeschützten alten Theatergebäudes an den Neu-bau des Theaters und Philharmonischen Orchesters Hei-delberg beschrieben. Auf Bild 1 ist im Vordergrund dasGebäude Theaterstraße 6 zu sehen. In Bildmitte erkenntman den neuen Bühnenturm und den Übergangsbereichder beiden Bauteile.

Der Entwurf der Architekten Waechter + Waechter inte-griert das ehemalige Theatergebäude mit Zuschauersaalund Fluren in den Neubau. Der alte Theatersaal wurde anden zentralen Bühnenturm des Neubaus angeschlossen,sodass von dem Bestandsgebäude nur die Emporen, dieFlure und der Theatersaal selbst erhalten blieben. Einweiterer Grundgedanke des architektonischen Entwurfeswar das Absenken des vorhandenen Erdgeschossbodensim alten Theater auf das Niveau des neuen Erdgeschos-

ses. Dieses entspricht dem ursprünglichen Niveau des1853 erbauten Gebäudes. Bereits 1924 wurde das Thea-tergebäude innen und außen umgebaut. Dabei wurdendie Emporen, die Flure, die Treppenhäuser seitlich derBühne und die Kellerdecke in Stahlbeton hergestellt. DerFußboden im Erdgeschoss wurde um 60 cm angehoben,wodurch Treppen vor den Eingangstüren erforderlichwurden.

Die wesentlichen Aufgaben der Tragwerksplanung, wel-che sich aus dem architektonischen Entwurf und dem da-mit einhergehenden Abbruch des alten Bühnenturmes,der beiden seitlich des Bühnenturmes angegliedertenTreppenhäuser und des bestehenden Erdgeschossfußbo-dens ergeben haben, waren die Anbindung des Bestands-gebäudes an die Aussteifung des Neubaus, der Anschlussneuer Decken im Bereich der abgebrochenen Treppen-häuser an die vorhandenen Flure und Emporen und dieStabilisierung bzw. Verlängerung der vertikalen Tragglie-der des Bestandes im Erdgeschoss. Für diese Eingriffe indas Gebäude war die Planung des Bauablaufes von ent-scheidender Bedeutung, da mit dem Abbrechen der aus-steifenden Treppenhauskerne und dem Absenken der De-cke über UG massiv in die Gesamtstabilität des Gebäudeseingegriffen wurde. Das Bild 2 zeigt einen Ausschnitt ausdem Bauablaufplan, in welchem die Reihenfolge und dieArbeitsabläufe für den geplanten Umbau in den Grundris-sen der einzelnen Geschosse bezeichnet und beschriebensind. Auf der linken Seite des Bildes sind in Bildmitte dereiserne Vorhang und gelb markiert, an den Seiten des Ge-bäudes, die abzubrechenden Treppenhäuser zu erkennen.Die braun unterlegten Flächen sind die Anbindungsberei-che der Bestandsdecken an die neuen Stahlbetondecken,in welchen die Bewehrung sorgsam freigelegt werdenmusste. In grau sind die neuen Stahlbetondecken zu sehen, welche mit den Bestandsdecken zu verbinden waren.

Die Baumaßnahme Neu- und Umbau des Theaters Heidelbergwurde auf einem innerstädtischen Baufeld realisiert, welchesim Osten und Westen durch die Theater- bzw. Friedrichstraße,im Norden durch die direkt angrenzenden Nachbargebäudeund im Süden durch einen öffentlichen Fußgängerweg be-grenzt ist. Vor Beginn der eigentlichen Baumaßnahme wurdendie nicht denkmalgeschützten Theaterbauten auf diesem Bau-feld abgerissen. Die Bestandsgebäude entlang der Theater-straße sowie das Gebäude Friedrichstraße 5 blieben erhaltenund werden weiterhin für das Theater genutzt.

A new stage for the listed hall of a theaterThe building plot for the new construction and remodeling ofHeidelberg’s theater is located in the inner city area. It is bor-dered by adjacent buildings on its northern side, by the twostreets Theaterstraße and Friedrichstraße on its eastern andwestern side and a public walkway on its southern side. Beforestarting the new construction, the not listed parts of the exist-ing theater had to be demolished. The remaining parts alongTheaterstraße and Friedrichstraße have been conserved forthe continued use of the theater.

Bild 1 Blick auf den gesamten GebäudekomplexBird‘s eye view of the entire block of buildings

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

2 Abbruch der Treppenhäuser/Anbindung Bestand an Neubau

Zu Beginn der Baumaßnahme stand der Abriss des altenBühnenturmes bis an den Übergang zum Zuschauersaalund der alten Treppenhäuser. Von diesen wurden vorerstnur die Läufe und die äußeren beiden Wände abgebro-chen. In Bild 2 sind dies die Wände, welche nicht an diebraun markierten Anbindungsbereiche der Decken an-grenzen. Die beiden an die Bestandsdecken anbindenden

Treppenhauswände blieben während der Bauphase zurAussteifung des Gebäudes erhalten. Bild 3 zeigt diesenStand der Umbaumaßnahme mit Blick auf den Bereichdes ehemaligen südlichen Treppenhauses. Erst im Zugeder Verbindung der Stahlbetondecken des Neubaus mitden Bestandsdecken des alten Theaters wurden dieseWände sukzessive zurückgebaut, sodass am Ende derBaumaßnahme die alten Treppenhäuser komplett ent-fernt und die Flure des Bestandes mit den Treppenhäu-sern im neuen Bühnenturm verbunden waren.

Bild 2 Grundriss Ebene 0 – Planausschnitt aus dem Bauablaufplan Plan of level 0 – section of the construction sequence drawing

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

Während der Bauphase wurde festgestellt, dass der Zu-stand der Bausubstanz an der bestehenden nördlichenAußenwand des Theatergebäudes schlecht ist, sodass die-se Wand bereichsweise komplett neu errichtet wurde. InBild 2 ist dies die Position 8.11. Auf diese neu errichteteWand konnten dann die Foyerdecke des Neubaus unddie bereichsweise neue Flurdecke aufgelegt werden. Zu-dem wurde die Möglichkeit genutzt, diese beiden De-ckenfelder als Durchlaufsystem auszubilden, zu Gunsteneiner geringeren Verformung der Foyerdecke. Auf Bild 4ist dieser Umbauzustand zu sehen, die nördliche Außen-wand ist bereichsweise abgebrochen, und in den An-schlussbereichen der Bestandsdecken ist die vorhandeneBewehrung freigelegt.

Die Anbindung der Geschossdecken des Bestandes andie neuen Decken erfolgte in den Ebenen EG bis 2. OG.Hierzu wurde die Bewehrung der bestehenden Decken

auf einer Länge von 1,50 m freigelegt. In diesem Übergrei-fungsbereich wurde die Bewehrung der neuen Deckenfel-der zugelegt, womit die neuen Decken kraftschlüssig anden Bestand angeschlossen werden konnten. Bild 5 zeigtaus ähnlicher Blickrichtung die Situation nach dem Um-bau: Die zum neuen Foyer hin auskragende Decke überEG, die bereichsweise neue Wand der Theaterstraße 6und durch die Wandöffnungen hindurch den Flur zum al-ten Saal.

Damit in unmittelbarer Nähe zum Gründungsbereich desalten Schmuckportalrahmens am Übergang von neuemBühnenturm zu denkmalgeschütztem Zuschauersaal kei-ne größeren neuen Lasten eingetragen werden, wurde derdirekt anschließende Bereich des Neubaus mit Schnürbo-den und Bühnentechnik auskragend geplant. Die von denEbenen 2. OG bis 4. OG reichende Auskragung wurdeüber vier wandartige Träger realisiert. Zwei dieser Trägerverlaufen parallel zum Schmuckportal des alten Saalesund dienen als Auflager für die Decken der Ebenen 2. bis4. OG. Diese beiden Wände überspannen die Bühne undliegen auf zwei wandartigen Trägern auf, welche über dieTreppenhäuser des neuen Bühnenturmes auskragen.Durch dieses System war es möglich, die Technik für dieneue Bühne des alten Saales direkt an das Bestands -

Bild 3 Südliches Treppenhaus: äußere Wände und Läufe abgebrochen, innere Wände zur Aussteifung noch belassenSouthern stairwell: the outer walls and stair flights have been demol-ished; the inner walls are still left for bracing reasons

Bild 4 Umbauphase nördlicher Bereich, 1.OG und 2.OGReconstruction of level 1 and level 2 in the northern area

Bild 5 Foyer Neubau mit auskragender Decke über EG der Theaterstraße 6New foyer with its cantilevering slab

gebäude zu bauen, ohne die bestehende Bausubstanz er-tüchtigen zu müssen. Ebenso konnte auf zugehörige neueGründungskörper in direkter Nähe des alten Schmuck-portals verzichtet werden. Auf Bild 6 ist die Anbindungdes bestehenden Theatergebäudes und des neuen Büh-nenturms zu sehen. Die Aufnahme zeigt das 2. OG unddas Dach der Theaterstraße 6 sowie den direkt daran an-grenzenden viergeschossigen Bühnenturm für Alt- undNeubau.

3 Sanierung der Emporen

Zu Beginn der Umbauphase wurde der Bestand bau -werkstechnisch untersucht. Die Analyse des bestehendenTragsystems der Decken einschließlich der Emporen lie-ferte die Stellen für diese Untersuchung. Im Zuge dieserBestandsaufnahme wurden die Geometrie der Emporen-Platten, die Druckfestigkeit des Betons und der Verlaufder Bewehrung innerhalb der Decken im Bereich des ge-planten Umbaus, d. h. in der Nähe der geplanten Über-greifungsbereiche der neuen zu den bestehenden Decken,ermittelt. Auf Bild 7 ist der Schnitt im nördlichen Flurbe-reich dargestellt. Der Schnitt T6.12 liegt im Übergangsbe-reich zur Foyerdecke des Neubaus. Die Neubaudeckensind im Schnitt rechts zu erkennen, dabei trägt die Deckeüber EG als Durchlaufsystem mit der neuen Flurdeckedes Gebäudes Theaterstraße 6 und die Decke über 1. OGals parallel zum Bestand spannende Rippendecke. DieFlurdecken des Bestandes tragen als Durchlaufsystem mitden zum alten Saal hin auskragenden Emporen. DerSchnitt verläuft durch die Türen des Theatersaales, sodassnur die Türstürze der Trennwand Saal zu Flur zu sehensind.

Die Bewehrung der Emporen-Decken wurde zerstörungs-frei mittels Ferroscan und der zur Kalibrierung notwendi-

gen Suchschlitze geortet. Schon die ersten Untersuchun-gen ergaben, dass die vorhandene obere Bewehrung derKragplatte deutlich zu tief lag. Bei einer Plattenstärke von13 cm wurde eine maximale Betondeckung von 4,5 cmgemessen, vorzusehen war 1 cm Betondeckung gemäßden damals gültigen Normen. Aus diesem Grund wurdennun größere Bereiche der beiden Ränge mittels Ferroscanerkundet. Es stellte sich heraus, dass die Bewehrung groß-flächig zu tief eingebaut war und die Abstände der Be-wehrung variierten. Die Emporen wurden daraufhin miteinem FE-System abgebildet und nach gültiger Norm be-rechnet. In den Übergangsbereichen von Neubau zu Be-stand wurde die vorhandene Bewehrung der Decken frei-gelegt und die für die Ausbildung eines Übergreifungssto-ßes notwendige Bewehrung wurde ergänzt (Bild 8). An al-len Stellen, an denen festgestellt wurde, dass diefreigelegte Bewehrung nicht den Vorgaben der statischenBerechnung entsprach, wurden neue Bewehrungseisenergänzt.

In den auskragenden Plattenbereichen wurden Stahlla-mellen auf die Platten der Emporen im ersten und zwei-ten Rang geklebt. Mit dieser Verstärkungsmaßnahmekonnte die Aufnahme der Kragmomente gesichert wer-den. Die Entscheidung für Stahllamellen anstelle vonCFK-Lamellen wurde aufgrund der zweiachsigen, zumTeil starken Krümmung der Emporen getroffen. Es wärenansonsten viele unterschiedlich vorkonfektionierte CFK-Lamellen erforderlich geworden. So kamen Stahllamel-len mit 6 mm bzw. 8 mm Stärke und Breiten von 60 mmbis 120 mm je nach statischer Erfordernis zum Einsatz,welche sich den Krümmungen der Emporen-Platten an-passen konnten und an den Knicken der Emporen mittelsStahlplatten rückverankert wurden.

4 Absenken der Kellerdecke

Während der Umbauphase wurden die Emporen und dieGeschoßdecken mit Sprießen, welche vom 2. OG bis zumKellerboden durchliefen, gesichert. Danach wurde dieDecke über UG im Bereich des bestehenden Zuschauer-saales abgebrochen. Zur horizontalen Stabilisierung derTragstruktur des Gebäudes blieb ein 1,50 m breiter Strei-fen des bestehenden Saalbodens bis nach dem Einbau dertiefer liegenden neuen Decke und der Herstellung der sta-bilisierenden Vorsatzschalen erhalten. Auf Bild 9 ist die-ser Umbauzustand zu erkennen. Das Bild zeigt rechts dieSaalrückwand und im linken Bereich die nördlicheTrennwand zum Flur des Bestandsgebäudes. Der alteSaalboden ist bis auf den zur Stabilisierung notwendigenDeckenstreifen herausgeschnitten. Im nächsten Arbeits-schritt wird die Bodenplatte betoniert.

Im Anschluss an die Herstellung der neuen Bodenplatteim Zuschauersaal wurden vor den Saalwänden in dem1,50 m breiten Bestandsdeckenstreifen zwei Öffnungengebohrt. Durch diese Öffnungen hindurch wurden dieneuen Vorsatzschalen betoniert, welche vom UG bis un-ter die Empore laufen und der Stabilisierung der Be-

Bild 6 Anbindung Bestandsgebäude Theaterstraße 6 und neuer Bühnenturm Connection of the existing building Theaterstraße 6 to the new stagetower

standsstützen dienen. Die Bewehrung dieser Vorsatzscha-len läuft durch die beiden 30 cm großen Bohrungen, so-dass ein durchgängiger Stahlbetonquerschnitt von derneuen Bodenplatte bis unter die erste Empore vor denBestandswänden hergestellt wurde. Die neuen Stahlbe-tonvorsatzschalen werden an der Bodenplatte und demumlaufenden Deckenstreifen über UG gehalten und sindüber Ankerplatten und Gewindestäbe mit den Bestands-wandscheiben verbunden.

Auf Bild 10 ist der tiefer liegende neue Deckenkranz zusehen, mit den neuen Stahlbetonstützen und Wandschei-ben im Keller, welche in die neue Bodenplatte einbinden.In dieser Phase des Umbaus sind die neuen stabilisieren-den Stahlbetonvorsatzschalen schon betoniert, der Fuß-boden der Flure auf der bisherigen Höhenlage des EGBodens ist noch nicht abgebrochen und der stabilisieren-de Deckenstreifen des ehemaligen Saalbodens ist nochteilweise – im Bereich der Saalrückwand – vorhanden.

Bild 7 Schnitt Empore nördlicher Flurbereich Section through the gallery and the northern corridor area

Die Saalrückwand verläuft im Übergangsbereich vonden Seiten im Grundriss gekrümmt (vgl. Bild 9 ) und ver-fügt daher über eine eigene Stabilität. Hier konnte die be-stehende höher liegende Decke abgebrochen und durchdie neue Decke, welche nun am Fußpunkt der Saalrück-wand anbindet, ersetzt werden. Im hinteren Bereich desSaales ist der Wandverlauf linear, sodass hier an zweiStellen eine Vorsatzschale zur Stabilisierung vorgesehenwurde.

Im nächsten Arbeitsschritt wurde der Flurboden abgebro-chen und durch neue tiefer liegende Stahlbetondecken er-setzt. Dieser Abbruch erfolgte bereichsweise nach einemvorgegebenen Schema. Da die vertikalen Tragglieder desSaales durch die Vorsatzschalen gehalten waren, wurdeeine Instabilität einzelner Bauteile ausgeschlossen. Dieergänzte tiefer liegende Decke wurde auf neue Lastvertei-lerbalken im Bereich der bestehenden Kellerinnenwändebzw. auf die Kelleraußenwand im Norden, welche bis aufdieses Niveau abgebrochen wurde, und im Süden auf ei-nen 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 neu-en Stahlbetonquerschnitten verstärkt werden, da die ur-sprüngliche Verblendung wieder hergestellt werden muss-te und der Querschnitt nicht vergrößert werden durfte.Hier kam nur der Abriss der Bestandsstütze und das Be-tonieren einer um 60 cm verlängerten neuen Stütze in Be-tracht. Zu diesem Zweck wurden zusätzliche Sprieße di-rekt seitlich neben die Bestandsstützen gestellt, und dieStützen wurden unter Erhaltung der in den Unterzug ein-bindenden Bewehrung abgebrochen (Bild 11). Es wurdezusätzliche Bewehrung ergänzt und eine neue Stahlbe-tonstütze hergestellt.

Die Bestandsstützen gaben ihre Lasten in einen währendder ersten Umbauphase 1924 hergestellten 60 cm hohenLastverteilerbalken ab, welcher damals auf die Bruch-steinmauerwerkswand im Keller betoniert wurde. DieserBalken musste durch die erforderliche Absenkung desErdgeschossniveaus abgebrochen werden, sodass unterden neu hergestellten Stahlbetonstützen im Flurbereichneue Lastverteilerbalken im Bereich der Bruchsteinwandnotwendig wurden.

Bild 8 Freilegen der Bewehrung in der Empore, im Hintergrund Decke desSaalesExposed reinforcement of the gallery; auditorium ceiling in back-ground

Bild 9 Umbauzustand alter Saal nach Herausschneiden der SaaldeckeExisting auditorium after the old slab was cut out

Bild 10 Theatersaal während der UmbauphaseAuditorium during the reconstruction phase

Bild 11 Flurstütze während der UmbauphaseCorridor column during the reconstruction phase

5 Zusammenfassung

Die aus dem Entwurf begründete, im Hinblick auf dieBauausführung komplexe tragwerksplanerische Aufgabeder Integration des denkmalgeschützten Theatersaales inden Neubau mit dem Absenken des Erdgeschossniveaus,dem Abriss der alten Treppenhäuser und dem Anschlussdes Bestandes an den neuen Bühnenturm sowie das neueFoyer erforderte eine detaillierte Planung des tragwerks -planerischen Konzeptes bis hin zu den einzelnen Arbeits-schritten und eine strenge Überwachung des Bauablaufes.Dies gelang neben der frühzeitigen Konzeptfindungdurch die stete Präsenz einer tragwerksplanerischenFachbauleitung vor Ort. Nur so war es möglich, auf die

immer wieder festgestellten Abweichungen von den vor-handenen Bestandsunterlagen und Mängel im Bestandunverzüglich zu reagieren. Ebenso wurde dadurch sicher-gestellt, dass die ausführende Firma sich streng an dievorgegebenen Arbeitsabläufe mit den zugehörigen Siche-rungsmaßnahmen hielt.

In Tab. 1 sind die wichtigsten Baubeteiligten aufgelistet.Bild 12 zeigt einen Blick aus dem renovierten Theatersaaldurch den neuen Bühnenturm auf das BestandsgebäudeFriedrichstraße 5 kurz vor Fertigstellung der Baumaßnah-me. Es ist gelungen, den denkmalgeschützten Theatersaaldes ehemaligen Theaters an einen modernen Bühnen-turm anzuschließen, sodass nach der Wiedereröffnung indiesem Jahr weiterhin Veranstaltungen in dem Ambientedieses Saals stattfinden können.

Bilder: Weischede, Herrmann und Partner GmbH

Tab. 1 Am Bau BeteiligteProject team

Bauherr Theater- und Orchesterstiftung Heidelberg

Projektsteuerung Gesellschaft für Grund- und Hausbesitz mbH Heidelberg

Entwurfsarchitekt und Waechter + Waechter Werkplanung Architekten BDA, Darmstadt

Bauleitung ap88, Heidelberg

Prüfingenieur J. STEINER, IGB Mannheim

ausführende Firma Rohbau Riedel Bau, Schweinfurt

Ausführung Stahllamellen Laumer Ingenieurbüro, Massing

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

Autoren

Dr.-Ing. Markus Dietzdietz@wh-p.de

Dipl.-Ing. Andreas Herrmanninfo@wh-p.de

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

Dipl.-Ing. Bettina Lernerlerner@wh-p.de

Weischede, Herrmann und Partner GmbHCuriestraße 2Stuttgart 70563

DOI: 10.1002/best.201208264

FSTB REPO

DEUTSCHER AUSSCHUSS FÜR STAHLBETON

Regelungen zur Dauerhaftigkeit von befahrenenParkdecksStellungnahme des DAfStb1 Hintergrund

In der Fachöffentlichkeit werden derzeit Diskussionenüber die Regelungen zur Sicherstel lung der Dauerhaftig-keit von direkt befahrenen Parkdecks geführt, aus denenUnsicherheiten bezüglich der Regelungssituation erkenn-bar sind. Der Vorstand des Deutschen Ausschusses fürStahlbeton e. V. (DAfStb) hat nach Zustimmung durchdie zuständigen Technischen Aus schüsse daher beschlos-sen, eine Stellungnahme zu erstellen, die den derzeitigenSachstand hinsichtlich der Dauerhaftigkeit von befah -renen Parkdecks noch einmal ausführlich darstellt. Die vorliegende Stellungnahme wurde im November 2012durch den Vorstand des DAfStb zur Veröffentlichung freigegeben und durch den Vorsitzenden Prof. Dr.-Ing.JÜRGEN SCHNELL unterzeichnet.

2 Anforderungen zur Sicherstellung derDauerhaftigkeit von befahrenen Parkdecks

In DIN 1045-1:2001-07 [1], Tabelle 3, Fußnote b), wurdeaufbauend auf Erfahrungen mit aufge tretenen Schäden inden 1980er- und 1990er-Jahren festgelegt, dass bei direktbefah renen Parkdecks, die in die Expositionsklasse XD3„Bewehrungskorrosion, ausgelöst durch Chloride, ausge-nommen Meerwasser – wechselnd nass und trocken“ ein-geordnet wurden, eine „Ausführung […] nur mit zusätzli-chem Oberflächenschutzsystem für den Beton“ zuläs sigist. Diese Regelung hat nach ihrer Veröffentlichung eineKorrektur erfordert: So enthält die Berichtigung 1 zurDIN 1045-1:2001-07 [2], die ein Jahr später im Juli 2002veröffentlicht wurde, den Hinweis, dass bei direkt befah-renen Parkdecks die „Ausführung nur mit zusätzli chenMaßnahmen (z. B. rissüberbrückender Beschichtung)“zulässig ist. Beratungen inner halb des DAfStb führten zuder Auffassung, dass die normativen Ausführungen in derFuß note einer Auslegung bedurften, da sie nur Oberflä-chenschutzsysteme als zusätzliche Maß nahme zuließen.Darüber hinaus dient der geforderte zusätzliche Ober -flächenschutz nicht dem Zweck, die Dauerhaftigkeit derungerissenen Betondeckung über den Nutzungszeitraumsicherzustellen, sondern als Maßnahme, um auftretendeRisse vor dem Eindringen der bei Parkdecks auftretendenChloride dauerhaft zu schützen.

In den Gremien des DAfStb wurde daraufhin beschlos-sen, Erläuterungen zur Fußnote b) in Tabelle 3 der DIN1045-1 [1] im DAfStb-Heft 525 [3] zu geben (zu Abschnitt6.2). In der Folge wurde im DAfStb-Heft 525 [3] das pau-

schal geforderte Oberflächenschutzsystem dahingehendspezifi ziert, dass ein OS 11 nach der DAfStb-Richtlinie„Schutz und Instandsetzung von Beton bauteilen“ [4] einegeeignete Maßnahme im Sinne von Fußnote b) darstellt.Weiterhin wurde darauf hingewiesen, dass Oberflächen -schutz systeme eine im Vergleich zu Beton im Allge -meinen geringere Lebensdauer auf weisen.

Im DAfStb-Heft 525 [3] wird mit Bezug auf DIN EN206-1 [5] erläutert, dass die Maßnahmen zur Sicher -stellung der Dauerhaftigkeit, bestehend aus Einhaltungkonstruktiver Regeln (z. B. Betondeckung, Mindestbe-wehrung), Nachweisen zur Beschränkung der Rissbreitensowie Nachbehandlung und Schutz in Verbindung mitden Vorgaben zu Grenzwerten für die Betonzusammen-setzungen, so festgelegt wurden, dass eine angenommeneNutzungsdauer von mindestens 50 Jahren bei einem übli-chen Instandhaltungsaufwand erreicht werden kann. DieRegeln der DIN 1045 in Verbindung mit DIN EN 206-1setzen danach voraus, dass eine Instandhaltung durchge-führt wird. Eine Instandhaltung wird unabhängig von derArt des aufgebrachten Schutzes auch in der Instandset-zungs-Richtlinie [4] gefordert. Dabei sind Inspektions-und Wartungsmaßnahmen ausdrücklich stets vom sach-kundigen Planer auf den Einzelfall abzustimmen. DieDauerhaftigkeit von Betonbauwerken ist nur dann sicher-gestellt, wenn Wartung, Inspektion und Instandsetzung ineinem üblichen Rahmen stattfinden.

Das Aufbringen einer Oberflächenschutzmaßnahme er-laubt eine Neubewertung der Exposi tionsklasse des da-runter liegenden Betonbauteils. In diesem Zusammen-hang hat der DAfStb im DAfStb-Heft 525 [3] dargestellt,dass „sofern im Einzelfall die Beschichtungsmaßnahme[...] so ausgeführt und instand gehalten wird, dass dieUmwelteinflüsse dauerhaft vom Bauteil ferngehaltenwerden, […] eine Zuordnung in die ExpositionsklasseXD1 zulässig [ist].“ Dabei wird ein projektspezifischerWartungsplan gefordert. Zudem wird im DAfStb-Heft 525[3] festgelegt, dass „bei entspre chend kurzem Wartungsin-tervall […] wegen der kurzen Einwirkungszeiten die Be-tondeckung der Klasse XD1 um 10 mm verringert werden[kann].“ Dieses kurze Wartungsintervall mit einer Über-prüfung zweimal jährlich, nämlich vor und nach derFrostperiode, ist verknüpft mit dem unverzüglichen Er-greifen geeigneter Maßnahmen bei Feststellung von Schä-den, z. B. einer Instandsetzung.

Die Neubewertung der Bauteilexposition für den Fall derAufbringung einer dauerhaften Schutzschicht (Beschich-

Regelungen zur Dauerhaftigkeit von befahrenen Parkdecks

tung oder Abdichtung) wurde bei einer Reihe von Ausle-gungen zu den Expositionsklassen nach DIN 1045-1praktiziert [6]. So darf z. B. gemäß [6] bei einer erdüber-deckten Betondecke mit Gefälleausbildung, bei der aufder Erdüberdeckung eine befahrene (Park-)Fläche ange-ordnet ist und daher mit Chlorideintrag gerechnet wer-den muss, die Expositionsklasse von XD1 auf XC3 geän-dert werden, wenn die Betondecke mit einer Bahnen-Ab-dichtung nach DIN 18195 [7] versehen ist und dauerhaftdurch die Erdüber deckung geschützt wird. Die Neuein-stufung der Expositionsklasse nach Aufbringen derSchutzschicht führt zu einer Reduzierung der Mindestbe-tondeckung von 40 mm auf 20 mm. Bei direkt befahrenenParkdecks muss die Funktionstüchtigkeit der Beschich-tung aufgrund der im Vergleich zu dem Beispiel mit Erd-überdeckung höheren mechanischen Beanspru chung inkurzen Abständen (Wartungsintervallen) überprüft wer-den.

Der DBV hat mit seinem Merkblatt „Parkhäuser und Tief-garagen“ im Jahr 2005 [8] die Anforde rungen der Normund die Darstellungen im DAfStb-Heft 525 [3] in Formvon mögli chen Varianten übersichtlich dargestellt (vgl.Tab. 1).

Bei der Fortschreibung der DIN 1045-1:2001-07, die zuder Neuausgabe der Norm im Jahr 2008 führte [9], soll-ten Fragestellungen berücksichtigt werden, die bei derpraktischen Anwen dung des DAfStb-Heftes 525 und desDBV-Merkblattes aufgetreten waren und die der nähe-ren Betrachtung bedurften. Hierzu fand am 20. Novem-ber 2009 unter Beteiligung von Experten aus den Berei-chen der Planung, der Wissenschaft und der Baustoffin-dustrie ein gemeinsames Fachkolloquium des DAfStbund des DBV speziell zur Dauerhaftigkeit von Park-decks statt [10]. Auf der Veranstaltung wurde das zuvorerläuterte Grundkonzept zur Sicherstellung der Dauer-haftigkeit von befahrenen Parkdecks in der Norm, demHeft 525 und dem DBV-Merkblatt bekräftigt und dahin-gehend stringenter geordnet, dass sich die Ausfüh rungenin den Heften des DAfStb auf die wesentlichen bau-rechtlich geforderten Grundsätze und Prinzipien zur Si-cherstellung der Standsicherheit und der Dauerhaftig-keit von Parkdecks und Parkhäusern konzentrieren sol-len, während das überarbeitete DBV-Merkblatt detail-lierte Ausführungshinweise für die Umsetzung dieserPrinzipien enthalten soll [10]. Die Ergebnisse desFachkolloqui ums wurden bei der Überarbeitung desDAfStb-Heftes 525 (2010) [11] und beim neuen DBV-Merkblatt „Parkhäuser und Tiefgaragen“ (2010) [12] be-rücksichtigt.

In dem überarbeiteten DBV-Merkblatt „Parkhäuser undTiefgaragen“ aus dem Jahr 2010 [12] wurden schließlichDetaillösungen für die verschiedenen Prinzipien entwi-ckelt (z. B. Beschreibung von verschiedenen Ausfüh-rungsvarianten mit Angabe von Bedingungen, unter de-nen eine Reduktion der Betondeckung möglich ist, Fest-legung von Instandhaltungskon zepten mit Angaben zuWartungs- und Inspektionszyklen). Dabei wurden die in

Bild 1 aufgeführten Ausführungsvarianten fortgeschrie-ben und weiter präzisiert. Näher ausgeführt wurde, dassin der bereits aus dem früheren Merkblatt bekanntenVariante 1a, vgl. Tab. 1, neben dem flächigen Schutzauch ein lokaler Schutz aufgetretener Risse möglich ist.

Dabei ist dieser lokale Schutz stets das Ergebnis einer dieNutzung begleitenden Rissbe handlung, die das imDAfStb-Heft 525 [11] beschriebene Prinzip der DIN1045 umsetzt, dass „zur Sicherstellung der Dauerhaftig-keit von direkt befah renen Parkdecks […] stets zu beach-ten [ist], dass Risse und Arbeitsfugen dauerhaft geschlos-sen bzw. geschützt werden müssen, um Schäden durcheindringendes chloridhaltiges Wasser und damit durchdie chloridinduzierte Korrosion der Bewehrung zu ver-meiden“.

Die Variante 2 gemäß Tab. 1 wurde der ursprünglichenFormulierung der Erläuterungen im DAfStb-Heft 525 [3]entsprechend in zwei Untervarianten aufgegliedert. DieMöglichkeit, das Parkdeck bei Sicherstellung eines dauer-haften Schutzes in die Expositionsklasse XD1 einzuord-nen, wurde im DBV-Merkblatt „Parkhäuser und Tiefgara-gen“ aus dem Jahr 2010 [12] als Variante 2a bezeichnet,wobei das Wartungsintervall maximal ein Jahr betragensoll. Die im ursprünglichen DAfStb-Heft 525 [3] aufgeführ-te Möglichkeit, nämlich bei der dort beschriebenen intensi-ven, weil zweimal im Jahr durchgeführten Wartung, nebender Einstufung in XD1 auch die Betondeckung um 10 mmzu reduzieren, wurde in [12] als Variante 2b übernommen.

Tab. 1 Varianten zur Sicherstellung der Dauerhaftigkeit von befahrenen Park-decks nach DBV-Merkblatt „Parkhäuser und Tiefgaragen“, Fassung2005 [8]

Variante Ausführung und weitere Maßnahmen

1a Ausführung nach DIN 1045-1 mit rissüberbrücken-der Beschichtung als „beson dere Maßnahme“ zumSchutz des Bauteils an gerissenen Stellen.

1b Ausführung nach DIN 1045-1 durch die Verhinde-rung von Rissen durch Wahl von Einfeldsystemenoder Aufbringen einer Vorspannung als „besonde-rer Maß nahme“.

2 Ausführung nach DAfStb-Heft 525 und DAfStb-Heft 526 mit rissüberbrückender Beschichtung, dieregel- und planmäßig gewartet wird, unter Berück-sichtigung der Möglichkeiten zur Reduzierung derAnforderungen an Betondeckung und Wahl derExpositionsklasse.

3 Ausführung mit Abdichtung im Verbund zur Beton-unterlage aus Polymerbitumen-Schweißbahn inVerbindung mit einer Schicht aus Gussasphaltnach DIN 18195-5. Diese Ausführung ist eine An-lehnung an die in der Praxis bewährte Ausführungvon Brückenbelägen im Zuge von Bundesfernstra-ßen nach ZTV-ING. Bei dieser Variante kann eineEinstufung des Bauteils in die dann für die freie Betonoberfläche maßgebenden Expositionsklassenerfolgen, i. d. R. XC3 (evtl. XF1).

FSTB REPO

3 Schlussfolgerungen

Die Regelungen und Hinweise in den Ausgaben und Fas-sungen 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 Prinzi-pien und

− im DBV-Merkblatt Empfehlungen zur Anwendungdieser Prinzipien

dar. Dabei werden die Dauerhaftigkeitsprinzipien beibe-halten, die auf das Zusammenwirken von Dicke der Be-tondeckung, Dichtheit der Betondeckung (Betonzusam-mensetzung und Nachbehandlung), Rissbreitenbeschrän-kung sowie Instandhaltung gegründet sind. Zudem wur-den die bestehenden Anwendungsregeln in der Norm ineine durchgehende Systematik von Ausführungsvariantenübertragen.

Dieser Gesamtrahmen besteht nunmehr seit dem Jahr2005 und wurde seit dieser Zeit innerhalb des DAfStbnicht in Frage gestellt. Das Dauerhaftigkeitskonzept derDIN 1045 in Verbindung mit DIN EN 206-1 setzt stetsauf eine fachgerechte Instandhaltung von Beton -bauwerken – unabhängig von seiner Art und Nutzung.Die Wartung ist als Teil der Instand haltung stets von ei-nem dafür Sachkundigen im Gesamtzusammenhang des

Bauwerks zu konzipieren, zu planen und in ihrer Durch-führung zu begleiten. Die hierzu notwendigen Verpflich-tungen, insbesondere von Objekt- und Fachplanern sowieAusführenden, werden im DBV-Merkblatt ausführlich be-schrieben. Aus Sicht des DAfStb führen die unterschiedli-chen Varianten nach heutigem Kenntnisstand zu tech-nisch gleichwertigen Lösungen.

Das Gesamtkonzept, bestehend aus Prinzipien und An-wendungsregeln zur Sicherstellung der Dauerhaftigkeitvon befahrenen Parkdecks, hat inzwischen auch Eingangin den Nationalen Anhang ([13], [14] und [15]) zuDIN EN 1992-1-1 [16], 4.4.1.2(8), gefunden. Darin istnunmehr die Regelung enthalten, dass „die Mindestbe-tondeckung bei Beton mit zusätzli chem Schutz (z. B. Be-schichtung) [...] um „Δcdur,add = 10 mm für Expositions-klassen XD bei dauerhafter, rissüberbrückender Be-schichtung (siehe DAfStb-Heft 600 [17] und DBV-Merk -blatt „Parkhäuser und Tiefgaragen [12]“) abgemindertwerden [darf]“. Dabei sind die Erläuterun gen im DAfStb-Heft 600 [17] mit denen im DAfStb-Heft 525 [11] tech-nisch iden tisch.

Der Vorstand des DAfStb wird dem Fachbereich 07 desNABau vorschlagen, die Ausführungen im DAfStb-Heft 600 [17] und die im DBV-Merkblatt [12] enthaltenenVarianten in den zuständigen Normen ausschüssen zu be-raten und das Ergebnis in den Nationalen Anhang zurDIN EN 1992-1-1 zu übernehmen.

Bild 1 Ausführungsvarianten nach DBV-Merkblatt „Parkhäuser und Tiefgaragen“, Fassung 2010 [12]

Literatur

[1] DIN 1045-1:2001-07: Tragwerke aus Beton, Stahlbeton undSpannbeton – Teil 1: Bemes sung 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, Ausgabe2003.

[4] Deutscher Ausschuss für Stahlbeton; DAfStb: RichtlinieSchutz und Instandsetzung von Betonbauteilen (Instand-setzungs-Richtlinie). Ausgabe Oktober 2001.

[5] DIN EN 206-1:2001-07: Beton – Teil 1: Festlegung, Eigen-schaften, Herstellung und Konformität. Deutsche FassungEN 206-1:2000.

[6] Auslegungen zur DIN 1045-1. Stand: 1. Juni 2012. –In: www.nabau.din.de (Aktuel les/Auslegungen zu DIN-Normen/Antworten zu Auslegungs-Anfragen/Auslegungenzu 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: Bemes sung und Konstruktion.[10] DAfStb: Bericht über das DBV-/DAfStb-Fachkolloquium

„Dauerhaftigkeit von Park decks“ am 20. November 2009 inBerlin. – In: http://dafstb.de/ akt_dbv_ dafstb_ parkdecks.html. Letzter Zugriff: 21. November 2012.

[11] Erläuterungen zu DIN 1045-1. – In: Schriftenreihe desDeutschen Ausschusses für Stahlbeton, Heft 525, Ausgabe2010 (2. Auflage).

[12] DBV-Merkblatt „Parkhäuser und Tiefgaragen“. Fassung2010.

[13] DIN EN 1992-1-1:2011-01/NA, Nationaler Anhang – Na-tional festgelegte Parameter – Eurocode 2: Bemessung undKonstruktion von Stahlbeton- und Spannbetontragwer-ken – Teil 1-1: Allgemeine Bemessungsregeln und Regelnfür den Hochbau.

[14] DIN EN 1992-1-1/NA Berichtigung 1:2012-06, NationalerAnhang – National festge legte Parameter – Eurocode 2: Be-messung und Konstruktion von Stahlbeton- und Spannbe-tontragwerken – Teil 1-1: Allgemeine Bemessungsregelnund Regeln für den Hochbau, Berichtigung zu DIN EN1992-1-1/NA:2011-01.

[15] E DIN EN 1992-1-1/NA/A1:2012-05: Nationaler Anhang –National festgelegte Parameter – Eurocode 2: Bemessungund Konstruktion von Stahlbeton- und Spann -betontragwerken – Teil 1-1: Allgemeine Bemessungsregelnund Regeln für den Hoch bau; Änderung A1.

[16] DIN EN 1992-1-1:2011-01, Eurocode 2: Bemessung undKonstruktion von Stahlbeton- und Spannbetontragwerken– Teil 1-1: Allgemeine Bemessungsregeln und Regeln fürden Hochbau. Deutsche Fassung EN 1992-1-1:2004 +AC:2010.

[17] Erläuterungen zu DIN EN 1992-1-1 und DIN EN 1992-1-1/NA (Eurocode 2). – In: Schrif tenreihe des Deutschen Aus-schusses für Stahlbeton, Heft 600, Ausgabe 2012.

Der Bau dieses Wasserkraftwerks ist invielerlei Hinsicht etwas Besonderes: So-wohl die ausgefallene Architektur, deraußergewöhnliche Standort inmitten derSalzach als auch die extremen Dimensio-nen stellen – auch für die Schalungstech-nik – eine große Herausforderung dar.

Für die Bauphase 1 wurde die Salzachzunächst umgeleitet, um eine Baugrubeam rechten Flussufer frei zu legen. VonSeptember 2010 bis Dezember 2011 er-richtete die Baustellenmannschaft dortdie ersten drei Wehrfelder samt Wehr-brücke. Die Wehrpfeiler mit ihren außer-gewöhnlichen Formen sind 2,5 m breitund bis zu 50 m lang. Sie wurden jeweilsin vier Abschnitten betoniert. Für dieHerstellung der bis zu 4,70 m hohen undbis zu 12 m langen Abschnitte war die

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

die Mannschaft maßgeschneiderte Son-derelemente ein, die im Werk vormon-tiert und einsatzfertig auf die Baustellegeliefert wurden. Große, abgetreppteSonderbühnen sorgten als Betonierbüh-nen für ein sicheres Arbeitsumfeld undließen sich bei Bedarf einfach mit demKran umsetzen.

Nach Fertigstellung der Bauwerke in derBaugrube am rechten Ufer wird die Salz-ach seit Januar 2012 über die neu gebau-ten Wehrfelder geleitet, um Platz für diezweite Baugrube zu schaffen. In der2. Bauphase entstehen nun am linkenUfer der Trennpfeiler, das Krafthaus fürdie zwei Kaplan-Schachtturbinen unddie Oberwasser- bzw. Unterwasser-Ufer-mauern samt integriertem Fischpass. Th.

A K T U E L L

Kraftwerk Sohlstufe Lehen

Kraftwerk Sohlstufe Lehen: Die ausdrucksstarkenFormen der Wehrpfeiler symbolisieren die Urkraftdes Wassers und die daraus gewonnene Energie

Nachwuchs-Förderpreis von Ernst & Sohn 2012

DOI: 10.1002/best.201208265

Der Verlag Ernst und Sohn vergibt seit zehn Jahren in Zusammenarbeit mit Universitäten in Deutschland, Österreich und der Schweiz einen Förderpreis für denBauingenieurnachwuchs. Mit dem Förderpreis werdendie von den Hochschulen benannten jahrgangsbesten Ab-solventen ausgezeichnet. Auch einige Fachhochschulenbeteiligen sich regelmäßig an der Aktion und nennen ihrebesten Absolventen. Die prämierten Jungingenieurinnenund Jungingenieure (Tabelle 1) erhalten für ihre heraus -ragenden Leistungen ein Jahresabonnement einer Zeit-schrift des Verlags Ernst und Sohn nach Wahl, welchessie bei ihrem Einstieg in die Berufswelt und der Vertie-fung des Fachwissens unterstützen soll. Die Auszeich-

nung mit dem Abonnement einer Fachzeitschrift soll diejungen Kolleginnen und Kollegen motivieren, am Wis-senserwerb weiter interessiert zu sein und ihm treu zubleiben.

Alle mit dem Preis ausgezeichneten Jahrgangsbesten abdem Jahrgang 2008 sind auch auf der Ernst und SohnHome page unter http://www.ernst-und-sohn.de/nachwuchs förderpreis aufgelistet.

Der Verlag und die Redaktion beglückwünschen die aus-gezeichneten Preisträgerinnen und Preisträger und wün-schen viel Erfolg für die weitere berufliche Zukunft!

BERICHT

Tab. 1. Die Preisträger des Nachwuchsförderpreises 2012

Preisträgerinnen, Preisträger Titel der ausgezeichneten Diplomarbeit, Masterarbeit Professor, Universität/Fachhochschule

RICHARD CHILLÉ Bewertung der Dauerhaftigkeit von Stahlbetonbauteilen Christoph Gehlen, TU Münchenunter dem kombinierten Angriff von Frost-Tausalz und Chloriden

GEORG DOHMEN Numerische Untersuchungen zur Tragfähigkeitssteigerung Josef Hegger, RWTH Aachenvon Betonbrücken durch zusätzliche externe Vorspannung

ILONA VERA EHRET Einfluss der Gesteinskörnungen auf die rheologischen Carl.-A. Graubner, TU DarmstadtEigenschaften von Betonen aus klinkerreduziertem Zement

BERNHARD EICHWALDER Brückenbau mit vorgespannten Doppelwandelementen Johann Kollegger, TU Wien

PHILIPP GLEICH Vorteile der schlaffen Bewehrung bei Windenergieanlagen Reinhard Maurer, – Studie zur Wirtschaftlichkeit der Bauart Universität Dortmund

LUKAS KROTIL Einfluss der Steifigkeit von Ringspaltmaterialien auf die Oliver Fischer, TU MünchenBeanspruchung der Tunnelauskleidung

ANDRE LANGEBORG Entwicklung eines rheologischen Modells zur Abbildung Wolfgang Brameshuber, RWTH Aachender Interaktionsmechanismen zwischen Textilien und Kurzfasern bei Textilbeton

GEORG LANGLINDERER Optimierung und Qualitätssicherung von Estrichen Andreas Maurial, FH Regensburgim Innenausbau

LORENZ LEITNER Bestandsaufnahme und Berechnung eines bestehenden Jürgen Mainz, FH MünchenDachbinders aus Eisenbeton nach DIN 1045-1:2008-08

PHILIPP LÖBER Anwendung von Faser-Bragg-Gitter-Sensoren in Faser- Klaus Holschemacher, HTWK Leipzig verbundwerkstoffen zur Dehnungsmessung auf Bauteiloberflächen

MARCEL MEINHARDT Konzept für den Schutz von Schrägkabeln und externen Manfred Keuser, Spanngliedern gegen terroristische Angriffe Universität der Bundeswehr München

CYRIL MOUQUIN Conception et dimensionnement d’une passerelle Aurelio Muttoni, EPF Lausannepiétonne flottante et mobile à Ouchy/Lausanne

GEORG MÜLLER Zur Bemessung von Rahmenbrücken Jürgen Feix, Universität Innsbruck

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 Harald Budelmann, TU BraunschweigZementstein im frischen, plastischen und erhärtenden Zustand unter Berücksichtigung der Vorschädigung

JONAS RITTER Untersuchung des Tragverhaltens von Drahtseilschlaufen Lothar Stempniewski, in Beton Universität Karlsruhe

SANDRA ROHLÄNDER Experimentelle Untersuchungen der Rückspannung Peter Mark, Ruhr-Uni-Bochumvon Stahlbetonbalken in Symmetriewiderlager

STEFAN SANDER Instandsetzung des Natursteinviaduktes von Givrins Eugen Brühwiler, EPF Lausanne

IRINA SCHMIDT Optimierung von Stahlbetonbauteilen unter Einsatz Martina Schnellenbach-Held, Evolutionärer Algorithmen Universität Essen

SEBASTIAN SCHMIDT Untersuchungen zur numerischen Beschreibung von Martin Empelmann, TU Braunschweigprofilierten Trockenfugen im Segmentbau

ANDREAS SCHMITT Numerische räumliche Simulation des instationären Jürgen Schnell, TU KaiserslauternTemperaturverlaufes bei Sandwichbauteilen

PHILIPP SCHULTE Beitrag zur Neufassung der Biegeschlankheit von Peter Göttlich, Petra Wenisch, Stahlbetondecken und -balken nach Eurocode FH PotsdamEC 2-1-1/NA

BJÖRN SCHÜTTE Numerische Untersuchungen des Querkrafttragverhaltens Ekkehardt Fehling, Universität Kasselvon Balken aus ultrahochfestem Beton

ULRICH SCHÜTZ Nachweis der Rissbreitenbeschränkung im Stahlbetonbau Franz Zahn, FH Konstanzmithilfe materiell nichtlinearer Berechnungsmethoden

Firmen und Verbände – Persönliches– Rezensionen – Nachrichten

Beton- und Stahlbetonbau aktuell 1/13

Aus dem Inhalt

Zuschrift ................................................................................................... 71ICARO Award an Holger Svensson verliehen ................................... 76European Concrete Award 2012 an Italien und die Niederlande ... 764.500 Nachwuchsingenieure planen und bauen .............................. 77DBV-Heft 19 aktualisiert und erweitert ............................................... 78An den Eurocode angepasst ................................................................ 78Kostenfreie Musteringenieurverträge ................................................ 79Spannbeton: Grundlagen und Anwendungsbeispiele ..................... 79

zu: G. MOTZKE: „Parkhäuser und Tief -garagen – Zur rechtlichen Wertigkeit desgleichnamigen Merkblatts des Deut-schen Beton- und Bautechnik-VereinsE.V., Ausgabe September 2010“. Beton-und Stahlbetonbau 107 (2012), Heft 9, S. 579–589.(DOI: 10.1002/best.201200026)

„Die Varianten 2a und 2b des Merk-blatts entsprechen nicht den anerkann-ten Regeln der Technik.“ Zu diesem Ur-teil über das DBV-Merkblatt „Parkhäu-ser und Tiefgaragen“ [1] kommt Profes-sor Dr. jur. GERD MOTZKE, VorsitzenderRichter am Bausenat des OLG Münchena.D., in seinem Beitrag im Septemberheft2012 dieser Zeitschrift.

Die Entschiedenheit des Urteils und sei-ner Begründung erstaunen aus Sicht desDBV, da einige wichtige Zusammenhän-ge bei der Urteilsfindung nicht hinrei-chend berücksichtigt bzw. zu sehr ver-einfacht dargestellt wurden. Insofernhinterfragt der DBV das Urteil, zu demProf. MOTZKE kommt, und bittet den Autor um Berücksichtigung nachstehen-der Fakten bei einer Revision, die derDBV hiermit „beantragt“.

Zur Vervollständigung des Bildes, auf-grund dessen Prof. MOTZKE zu seinemUrteil kommt, ist zunächst anzuführen,dass die als „Varianten“ bezeichnetenLösungen für die „besonderen Maßnah-men“, die bei direkt befahrenen Park-decks der Expositionsklasse XD3 zu er-greifen sind, in ihrer technischen Formu-lierung keine Erfindung des DBV sind.Der DBV ist sicherlich verantwortlichdafür, sozusagen dem Kind in seinemMerkblatt in der Fassung von 2005 [2]erstmals einen Namen gegeben zu ha-ben. Die technischen Grundlagen hierfürhat aber der DAfStb gelegt – zum einenin seiner damaligen Eigenschaft als Fach-bereich 07 „Beton- und Stahlbetonbau“im Normenausschuss Bauwesen desDIN und insofern als Bearbeiter der

DIN 1045 (Ausgaben Juli 2001 [3] sowieAugust 2008 [4]) und – ergänzend dazu –in seinem Heft 525, das Erläuterungenzur DIN 1045-1 enthält und das 2003 [5]bzw. 2010 [6] erschienen ist.

Die in der Norm und den zugehörigenErläuterungen enthaltenen Hinweise hatder DBV geordnet und darauf aufbauendvorgeschlagen, die verschiedenen Maß-nahmen, die der DAfStb beschriebenhat, als Varianten zu bezeichnen – da-mals mit 1a, 1b, 2 (nicht untergliedert)und 3 nummeriert. Damit wurde nichtetwas Neues formuliert, sondern das imDAfStb Vereinbarte wurde vom DBV ineine für die Baupraxis handhabbareForm gebracht und zusätzlich um Praxis-hinweise ergänzt.

Die von MOTZKE als das „bedeutsamNeue“ (Seite 580, rechte Spalte, vorletz-ter Absatz, letzter Satz) bezeichneten Re-gelungen, die nach seinem Urteil insbe-sondere wegen des vermuteten Neuig-keitsgrades nicht die notwendige Aner-kennung durch Fachleute haben können,sind der Fachwelt also seit 2003 als Er-läuterungen des DAfStb bekannt.

Es ist also keine technische Neuerung,die durch das DBV-Merkblatt entstandenist – weder in der Fassung von 2005noch – wie MOTZKE vermutet – in dervon 2010. Denn schon in den genanntenDAfStb-Erläuterungen aus 2003 [5] sindHinweise auf Reduktionen von Anforde-rungen an Expositionsklassen und Betondeckung mit erhöhten Wartungs -intensitäten verknüpft.

Zu richten wäre die Kritik Prof. MOTZ-KES, die in seinem Urteil enthalten ist, in-sofern auch an den DAfStb, der die be-schriebenen Regeln seit 2003 in den vonihm betreuten Regelwerken und Erläute-rungen unwidersprochen fortschreibt,z. B. in [6]. Dass der DAfStb der richtigeAdressat gewesen wäre, zeigt auch dieStellungnahme des DAfStb, die dieser

u. a. in Reaktion auf den Beitrag MOTZKES veröffentlicht hat, vgl. [7].

Erstaunlich ist das Urteil MOTZKES fürden DBV, weil der Autor vor dem sehrkomplexen Hintergrund der Planungvon Parkbauten in [8] auch schon einmalfolgendermaßen formuliert hat: „DasMerkblatt macht klar, dass die Kon-struktion und technische Ausgestaltungim Detail Auswirkungen auf die in derNutzungsphase anstehende Wartung ha-ben. Der Investor hat damit unterschied-liche Möglichkeiten mit Auswirkungenauf die Investitions- und Nutzungs- oderBetreiberkosten. Das hat Auswirkungenfür den Ingenieur und für einen Betrei-ber, der mit dem Investor nicht identischist. Die Technik löst demnach notwendigRechts- und Gestaltungsfolgen aus. Dasbetrifft den Ingenieur und den Tragwerk-splaner, die den Auftraggeber in den ein-schlägigen Leistungsphasen ihres Leis-tungsbildes über die in Betracht kom-menden Alternativen mit ihren Aus -wirkungen auf Investitions- undBetreiberkosten informieren müssen.“

Weiter schreibt er in [8]: „Mangeltat -bestände, die zu Lasten des Planers oderdes Ausführungsbetriebs gehen, sind von solchen zu unterscheiden, die demGrunde oder ihrer Intensität nach wegenunzulänglicher oder überhaupt unterlas-sener Wartung/Instandhaltung zu Las-ten des Betreibers gehen.“

MOTZKE geht also zumindest in [8] da-von aus, dass der Betreiber eine Pflichtzur Wartung bzw. Instandhaltung hat –und zwar unabhängig von deren Inten -sität. Seine vorgenannte Feststellung bestätigt MOTZKE in einem weiteren Beitrag, an dem er als Autor beteiligt ist[9].

Vor dem Hintergrund dieser früherenBeurteilungen MOTZKES ist umso kriti-scher die nunmehr in seinem aktuellenAufsatz veröffentlichte Vermutung zu be-

Z U S C H R I F T E N

Zuschrift

BETON- UND STAHLBETONBAU aktuell

zu konkretisieren, um dadurch die not-wendige Rechtsicherheit zu schaffen.

Dass die Instandhaltung nicht nur eineauf Gesetzen basierende Kardinalpflichtist und ihr Unterlassen insofern kein„Kavaliersdelikt“ darstellt, wird insbe-sondere im Bereich von Gewerbeimmo-bilien deutlich: Hier führt die Beschäfti-gung mit Instandhaltungspflichten undder Verteilung zugehöriger Verantwort-lichkeiten sogar dazu, dass sich mitHANS-JOACHIM DOSE ein inzwischenVorsitzender Richter am Bundesgerichts-hof mit der Materie befasst, vgl. [17]. DOSE schreibt, dass „(…) bei der Gewer-beraummiete nicht nur die Schönheits -reparaturen, sondern auch die Pflichtenzur Instandhaltung und Instandsetzunggrundsätzlich formularmäßig auf denMieter übertragen werden (können)“.

Dies alles spricht aus Sicht des Unter-zeichners eindeutig gegen MOTZKES Ver-mutung, dass „die Bedeutung der War-tung (…) für die dauerhafte Sicherungder Gebrauchstauglichkeit und die Er-haltung der Lebensdauer in der Realitätnicht ausreichend verankert (ist)“ (Seite588, linke Spalte, Mitte des Absatzes un-ter 5.4.3). Aber insbesondere aus dieserVermutung leitet MOTZKE die Disqualifi-zierung der Varianten 2a und 2b desMerkblatts ab.

Neben den technischen formuliertMOTZKE in seinem Beitrag auch betriebs-wirtschaftlich begründete Zweifel. Sostellt er die Frage (Seite 583, linke Spal-te, oben), „ob die Reduktion des Mittel-einsatzes in der Errichtungsfrage ange-sichts des um ein Mehrfaches erhöhtenMitteleinsatzes in der Betriebsphasewirtschaftlich überhaupt als sinnvoll an-gesehen werden kann“.

Diese unternehmerische Frage muss je-der Bauherr für sich beantworten – nachentsprechender Aufklärung durch denihn beratenden Ingenieur. Hierauf weistdas DBV-Merkblatt an mehreren Stellenhin. Insofern hat der UnterzeichnerZweifel, dass eine auf das individuelleBauwerk bezogene und betriebswirt-schaftlich zu beantwortende Frage überdie allgemeine Anerkennung einer Tech-nikregel mitentscheiden können soll –zumal MOTZKE in seinem Beitrag dieSumme der Wartungsvorgänge mit demin der Nutzungszeit insgesamt zu betrei-benden Instandhaltungs aufwand gleich-setzt. Er formuliert in Bezug auf die War-tungsintervalle bei den Varianten 2a und2b (Seite 582, rechte Spalte, vorletzterAbsatz, letzter Satz): „Das bedeutet imVergleich zu den Varianten 1a, 1b und 3

großer Wahrscheinlichkeit künftig zu er-warten ist.“

Und Schäden gilt es durch Inspektionund Wartung vorzubeugen – seit Jahr-zehnten üblich und beispielsweise inDIN 1076 [14] geregelt für Straßenbrü-cken, mit denen das Merkblatt Parkbau-ten wie folgt vergleicht: „Tatsächlichweisen diese Gebäude (Anm.: Gemeintsind Parkbauten.) eher die Beanspru-chungen von Verkehrsbauwerken, wiez.B. Brücken, auf und sollten dement-sprechend geplant werden.“

Dass für Bauteile, die mit einer Beschich-tung gegen das Eindringen schädlicherStoffe geschützt werden, eine definierteInstandhaltung stets notwendig und so-mit üblich ist, wird auch in [13] festgelegt.Dort heißt es: „Vom sachkundigen Planerist für die gewählte Ausführung ein In-standhaltungsplan zu erstellen, der plan-mäßige Inspektionen und Angaben zuWartung und Instandhaltungsmaßnah-men enthält.“ Damit fordert die Instand-haltungsrichtlinie für beschichtete Bau -teile stets mehr als die sonst „üblichen Instandhaltungsbedingungen“ für nichtbeschichtete Bauteile, auf die in DINEN 206-1 [15] Bezug genommen wird.

Für beschichtete Bauteile – z. B. direktbefahrene Parkdecks der Varianten 1a,1b, 2a oder 2b – wird also durch die an-erkannte Regel der Technik ([13]) immerein Instandhaltungsplan mit Festlegun-gen zu Inspektions- und Wartungsinter-vallen gefordert, den der sachkundigePlaner aufzustellen hat. Dieses Vorgehenist seit dem Einführen der Instandset-zungsrichtlinie im Jahr 2001 üblich –auch wenn es über das für nicht be-schichtete Bauteile Übliche gemäß DINEN 206-1 [15] hinausgeht. Der Gesamt-rahmen des Regelwerks ist insofern ein-deutig – unabhängig davon, in welcherVariante das Parkdeck ausgeführt wird.

Und nicht zuletzt der Gesetzgeber siehtfür alle am Bau Beteiligten vor, eine ord-nungsgemäße Instandhaltung zu besor-gen. So heißt es in § 3 (2) MBO [16]:„Bauprodukte und Bauarten dürfen nurverwendet werden, wenn bei ihrer Ver-wendung die baulichen Anlagen bei ord-nungsgemäßer Instandhaltung währendeiner dem Zweck entsprechenden ange-messenen Zeitdauer die Anforderungendieses Gesetzes oder aufgrund dieses Ge-setzes erfüllen und gebrauchstauglichsind.“

Die Regelungen des DAfStb und desDBV zielen darauf ab, diese abstrakteForderung zu materialisieren und somit

leuchten, wenn er dort (Seite 582, rechteSpalte, 2. Absatz, 2. Satz) sagt: „Die Fra-ge wird sein, ob die im Vergleich zu denVarianten 1a, 1b und 3 festzustellendeRisikoerhöhung, deren Umschlag in einen Mangel/Schaden nur durch ein bestimmtes Nutzerverhalten verhindertwerden kann, nicht von vornherein zum Ausschluss der Qualifizierung als anerkannte Regel der Technik führt.“

MOTZKE vermutet hier also eine Risiko-erhöhung. Das Gegenteil ist jedoch derFall, denn: Die Varianten 2a und 2b sindregelmäßig mit intensiver Wartung ver-knüpft, die Gegenstand einer im Vorausgeplanten und vom Betreiber des Park-baus umzusetzenden Instandhaltungs-prozedur ist. Während in der Variante 1der Riss oder die Schädigung der Be-schichtung im schlimmsten Fall erst dreiJahre nach seinem Auftreten erkanntwird, wird dieser bei den Varianten 2aund 2b bereits in der Inspektion nachmaximal einem Jahr entdeckt, und derweitere Chlorideintrag kann durch ge-zielte Maßnahmen, die im Instandhal-tungsplan geregelt sind, verhindert wer-den. Es handelt sich also durch die präzi-se Anleitung des Betreibers durch einenumfassenden Instandhaltungsplan umein System der Risikoreduzierung – undnicht um eine Risikoerhöhung.

Vielleicht sieht dies auch MOTZKE so,wenn er das größte Risiko im FaktorMensch sieht: „Erfahrungsgemäß werdenWartung und Instandhaltung in der Pra-xis viel zu nachlässig wahrgenommen.“(Seite 588, linke Spalte, Mitte des Absat-zes unter 5.4.3)

Dieses Bild von der Praxis der Instand-haltung im Bauwesen kann man als In-genieur aber kaum so stehen lassen.Denn nicht nur der DBV hat mit seinembereits 2007 veröffentlichten Merkblatt„Bauwerksbuch“ [10] Empfehlungen zurSicherheit und Erhaltung von Gebäudenherausgegeben, die Wartungs- und In-spektionszyklen vorschlagen – und somiteine regelmäßige Instandhaltung. Auchdie öffentliche Hand [11] und der VDI[12] verdeutlichen die Notwendigkeit derInspektion und Wartung in ihren Hin-weisen zur regelmäßigen Überprüfungvon Bauwerken. Zwar wird in letzterenzunächst die Standsicherheit, und nichtprioritär Gebrauchstauglichkeit undDauerhaftigkeit angesprochen. Dennochist seit Jahren folgender Grundsatz aner-kannt, siehe [13]: „Eine Gefährdung derStandsicherheit liegt nicht nur bei einementsprechenden Schaden vor. Sie liegtauch dann vor, wenn ein Schaden mit

sung und Konstruktion. Ausgabe Juli2001.

[4] DIN 1045-1: Tragwerke aus Beton, Stahl-beton und Spannbeton – Teil 1: Bemes-sung und Konstruktion. Ausgabe August2008.

[5] Deutscher Ausschuss für Stahlbeton e.V.(DAfStb): Erläuterungen zu DIN 1045-1.– In: Heft 525 in der Schriftenreihe desDAfStb. 1. Auflage 2003.

[6] Deutscher Ausschuss für Stahlbeton e.V.(DAfStb): Erläuterungen zu DIN 1045-1.– In: Heft 525 in der Schriftenreihe desDAfStb. 2. Auflage 2010.

[7] Deutscher Ausschuss für Stahlbeton e.V.(DAfStb): Regelungen zur Dauerhaftigkeitvon befahrenen Parkdecks – Stellung -nahme des DAfStb. – In: http://www.dafstb.de/akt_stellungnahme_DAfStb_parkdecks.html. Letzter Zugriff: 3. De-zember 2012.

[8] MOTZKE, GERD: Vertragliche Vereinba-rungen zur Wartung von Parkbauten – Ju-ristische Bewertung. – In: DBV-Heft 20„Parkhäuser und Tiefgaragen – Das neueDBV-Merkblatt“, S. 87 – 100. DBV-Eigen-verlag, Berlin, 2010.

[9] BASTERT, HEINRICH; KRAMS, JÜRGEN;MEYER, LARS; MOTZKE, GERD: Wartungbei Parkbauten – Inhalte und juristischeStellung. – In: Beton- und Stahlbetonbau106 (2011), Heft 9, Seiten 614 bis 621(DOI: 10.1002/best.201100047).

[10] DBV-Merkblatt „Bauwerksbuch – Emp-fehlungen zur Sicherheit und Erhaltungvon Gebäuden“. Fassung Juni 2007.

[11] Bauministerkonferenz – Konferenz derfür Städtebau, Bau- und Wohnungswesenzuständigen Minister und Senatoren derLänder (ARGEBAU): Hinweise für dieÜberprüfung der Standsicherheit von bau-lichen Anlagen durch den Eigentümer/Verfügungs berechtig ten. – In: Mitteilun-gen des Deutschen Instituts für Bautech-nik (DIBt), Heft 6/2006, Seiten 222 bis226. September 2006.

[12] VDI-Richtlinie 6200 „Standsicherheit vonBauwerken – Regelmäßige Überprüfung“.– Fassung Februar 2010.

[13] DAfStb-Richtlinie „Schutz und Instand-setzung von Betonbauteilen – Teil 1: All-gemeine Regelungen und Planungsgrund-sätze“. – Ausgabe Oktober 2001.

[14] DIN 1076: Ingenieurbauwerke im Zugevon Straßen und Wegen – Überwachungund Prüfung. Ausgabe November 1999.

[15] DIN EN 206-1: Beton – Teil 1: Festle-gung, Eigenschaften, Herstellung undKonformität; Deutsche Fassung EN 206-1:2000.

[16] Bauministerkonferenz – Konferenz derfür Städtebau, Bau- und Wohnungswesenzuständigen Minister und Senatoren derLänder (ARGEBAU): Musterbauordnung,Fassung November 2002.

[17] DOSE, HANS-JOACHIM: Grenzen der Ab-wälzung der Instandhaltungspflicht desGewerberaummieters. – In: ZMR 2009,885. Vortrag beim 11. Deutschen Mietge-richtstag 2009. Karlsruhe, März 2009.

[18] MEYER, LARS; LITZNER, HANS-ULRICH:Maintenance Strategy Versus SimplifiedDeem-to-Satisfy Rules. – In: Proceedingsof the International Conference on Con-

implementierte Prinzip der Ingenieurtä-tigkeit wird bei den Varianten 2a und 2bdes DBV-Merkblatts „Parkhäuser undTiefgaragen“ gleichermaßen angewendetwie bei den Varianten 1a und 1b sowie 3.Daher stellt der DAfStb in [7] auch fest:„Aus Sicht des DAfStb führen die unter-schiedlichen Varianten nach heutigemKenntnisstand zu technisch gleichwerti-gen Lösungen.“ Der DAfStb widersprichtsomit der Einschätzung MOTZKES, dassdas Gleichwertigkeitserfordernis der Va-rianten 2a und 2b nicht erfüllt sei.

Zugestehen muss man MOTZKE, mit seinem Beitrag initiiert zu haben, sichnochmals mit dem DBV-Merkblatt in sei-ner Gänze auseinanderzusetzen – inklu-sive der Hinweise zur Dokumentationder Beratung des Bauherren und zurUmsetzung der Wartungs- und Instand-setzungsverpflichtungen.

Auch sollen nun die beschriebenen Zu-sammenhänge deutlicher in der Normverankert werden: So kündigt derDAfStb in [7] an, die Regelungen zu denverschiedenen Varianten für die Aufnah-me in den Nationalen Anhang zu DINEN 1992-1-1 [21] vorzuschlagen. Dies istzwar auch jetzt schon der Fall, jedochnur unter Verweis auf weitergehendeHinweise im Heft 600 [22] und im DBV-Merkblatt [1], vgl. [23].

Dr.-Ing. LARS MEYER

Deutscher Beton- und Bautechnik-Verein E.V.meyer@betonverein.de

Literatur

[1] DBV-Merkblatt „Parkhäuser und Tiefga-ragen“. Fassung 2010.

[2] DBV-Merkblatt „Parkhäuser und Tiefga-ragen“. Fassung 2005.

[3] DIN 1045-1: Tragwerke aus Beton, Stahl-beton und Spannbeton – Teil 1: Bemes-

eine Versechsfachung des Wartungs-und Instandhaltungsbedarfs.“

Diese Gleichsetzung, aus der er die Dis-qualifikation der Varianten 2a und 2bableitet, verkürzt unzulässig technischeZusammenhänge – und zwar aus zweiGründen:

1. Instandhaltung beinhaltet mehr alsnur Wartung und Inspektion, nämlichauch Instandsetzung.

2. Das im Merkblatt [1] genannte erwei-terte Instandhaltungskonzept fordertzunächst eine höhere Wartungsfre-quenz bei der Inspektion bestimmterGegenstände. Dass sechsmal so häufigdurchgeführte Inspektionen und War-tungen automatisch einen sechsmalhöheren Instandhaltungsaufwand –inkl. Instandsetzung – erfordern, istjedoch eher unwahrscheinlich.

So zeigen Erfahrungen der Praxis, dasskürzere Wartungs- und Inspektionsab-stände insgesamt zu geringeren Instand-haltungskosten führen, als in größerenAbständen durchgeführte Wartungen,bei denen durch die größeren Zeitab-stände etwaige Schädigungen schon aus-geprägter sein können und aufwendigesowie kostenintensive Instandsetzungennotwendig werden, vgl. Bild 1. Diese Er-kenntnisse sind weder im Bauwesen neu,vgl. [19], noch in anderen ähnlichen Be-reichen. So heißt es in einem Bericht desVDI, vgl. [20]: „Instandhaltung sichertnachhaltig die Leistungsfähigkeit vonMaschinen und Anlagen“.

Jedoch übersieht MOTZKE diese Hinter-gründe bei seiner Beurteilung – oder erverkürzt sie zu sehr. Sein Urteil, das imWesentlichen auf der aus technischerSicht falschen Annahme beruht, kürzereWartungsintervalle begründeten stets einen erhöhten Instandhaltungsaufwandund stellten somit eine vom Bauherrennicht hinnehmbare Risikoerhöhung dar,geht somit fehl. Aus Sicht des DBV sinddaher die darauf begründeten sehr schar-fen Empfehlungen MOTZKES zur Be -denkenanmeldung kaum aufrecht zu er-halten.

Zusammenfassend ist festzustellen, dasses ein übliches Grundprinzip im Alltagdes Ingenieurs darstellt, den Widerstandeines Bauteils gegen Einwirkungen – alsoden Abnutzungsvorrat – sowie anderer-seits die notwendige Instandhaltungs -strategie so aufeinander abzustimmen,dass auch die verfügbaren Mittel und dievorgesehene Nutzung im Einklang ste-hen. Dieses übliche und in den einschlä-gigen anerkannten Regeln der Technik

Bild 1 Wartungsstrategien im Vergleich: gerin-ge (Approach 3), mittlere (Approach 1)und große Wartungsabstände (Approach2) im Verhältnis zu den Gesamtinstand-haltungskosten (Cumulated Costs) übereine Nutzungszeit von 50 Jahren, aus[18]

technisch gleichwertigen Lösungen füh-ren. Maßgeblich ist auch, was aus recht-licher Sicht, nämlich die Anforderungendes § 633 Abs. 2 Satz 2 Nr. 2 BGB kon-kretisierend, die gewöhnliche Verwen-dungseignung eines Parkhauses aus-macht, welche Beschaffenheiten beiWerken der gleichen Art üblich sind undwelche Beschaffenheiten der Bestellernach der Art des Werks erwarten kann.Die technischen Parameter sind umrechtliche Parameter zu erweitern.

Muss, um es noch konkreter zu machen,der Besteller ausdrücklich auf den erwei-terten Wartungs-und Instandhaltungsbe-darf hingewiesen und dieser zum Ver-tragsinhalt gemacht werden, um dierechtliche Gleichwertigkeit der Varian-ten 2a und 2b mit den anderen Lösun-gen bejahen zu können?

Muss die technische Gleichwertigkeitvertragsrechtlich ergänzend dadurch ab-gesichert werden, dass die Voraussetzun-gen auch für eine rechtliche Gleichwer-tigkeit vorliegen?

Wer in diesem ungewissen Umfeld dieGebote des Merkblatts beachtet, schafftdurch Aufklärung, Beratung, Dokumen-tation und Hinweis auf den Wartungs-und Instandhaltungsbedarf Gewissheit.Er vermeidet den Konkretisierungsbedarfdessen, was unter „gewöhnlicher Ver-wendungseignung“ zu verstehen ist.Dann werden nämlich für Planung, Aus-führung und Instandhaltung eines Park-hauses die entscheidenden Beschaffen-heiten durch vertragliche Festlegungengetroffen. Denn ist aufgeklärt, beraten,dokumentiert und durch entsprechendeWartungsverträge abgesichert die Ent-scheidung für die Varianten 2a oder2 bgefallen, stellt sich die Frage, ob dieseVarianten den anerkannten Regeln derTechnik entsprechen, nicht.

Die Beachtung der – erweiterten – War-tungsanforderungen, zu deren Einhal-tung der Auftraggeber verpflichtet ist,was er auch versprochen hat, sichert dieFunktionalität des versprochenen Werks.Wenn auch die Funktionalität des Werksbei den Varianten 2a und 2b angesichtstechnischer, aber diese Varianten kenn-zeichnender Abstriche in der Herstel-lungsphase maßgeblich von einer sachge-rechten Instandhaltung in der Nutzungs-phase abhängt, hat sich der Auftraggeberim Wissen um den Stellenwert der – er-weiterten – Instandhaltungsgebote fürdiese Varianten entschieden.

Nur wenn es daran fehlt, entsteht die imBeitrag aufgeworfene Frage, ob die Vari-

auf die gewöhnliche Verwendungseig-nung abstellt.

Werden Bauverträge unter Einbeziehungder VOB/B geschlossen, bestimmt § 4Abs. 2 Nr. 1 VOB/B, der Auftragnehmerhabe bei Erbringung der Leistung die an-erkannten Regeln der Technik zu beach-ten, und nach § 13 Abs. 1 Satz 2 VOB/Bist die Einhaltung der anerkannten Re-geln der Technik ein Sachmangelfrei-heitskriterien.

Dies gilt dann, wenn der Vertrag Abwei-chendes nicht vorsieht. Und genau andieser Stelle trifft das Merkblatt auf Seite31, vorletzter Absatz, eine sehr bedeutsa-me Feststellung dahin: „Das Konzept istvertraglich zu vereinbaren.“ Gemeint istdas Konzept nach den Varianten 2a und2b. Man könnte daraus den Schluss zie-hen: Das Merkblatt selbst bringt mit die-sem Vereinbarungsgebot zum Ausdruck,dass die Varianten 2a und 2b nicht „et-was Gewöhnliches“ sind, sondern derVereinbarung bedürfen, um danach pla-nen und ausführen zu dürfen. Mankönnte hieraus den Schluss ziehen, nachdem Merkblatt kämen die Varianten nurals vereinbarte Beschaffenheit nach§ 633 Abs. 2 bzw. § 13 Abs. 1 Satz 3VOB/B in Betracht und schieden alsBauweisen aus, mit denen die gewöhn -liche Verwendungseignung gesichert ist.

Die Anforderungen an die gewöhnlicheVerwendungseignung beschreiben § 633Abs. 2 Satz 2 Nr. 2 BGB und § 13 Abs. 1Satz 3 Nr. 2 VOB/B dahin, dass einWerk diesem Standard dann entspricht,wenn es eine Beschaffenheit aufweist,die bei Werken der gleichen Art üblichist und die der Besteller nach der Art desWerks erwarten kann und das Werk sichdeshalb für die gewöhnliche Verwen-dung eignet.

Jedermann kann sich vorstellen, dass diepraktische Umsetzung dieses Anforde-rungsbeschriebs mehr als offen ist. Eswird einen Bereich geben, in dem dieAntwortfindung eindeutig ist; es wird„Ränder“ geben, in denen die Antwortnicht nur schwer prognostizierbar, son-dern völlig unsicher ist und von Gutach-tern und zur Entscheidung aufgerufenenRichtern unterschiedlich aufgefundenwird. Dabei geht es aus Sicht des Unter-zeichners nicht allein darum, ob – wieder DAfStb in seiner Stellungnahme1

ausführt – die unterschiedlichen Varian-ten nach heutigem Kenntnisstand zu

crete Repair, Rehabilitation and Retrofit-ting (ICCRRR), Kapstadt, Südafrika, No-vember 2005, Balkema Publ. Rotterdam(Hrsg. M. ALEXANDER et al.), 2005, Seiten115 bis 116 (Langfassung auf CD-Rom).

[19] NAUMANN, JOACHIM: Brückenertüchti-gung jetzt – Ein wichtiger Beitrag zur Si-cherung der Mobilität auf Bundesfernstra-ßen. – Studie im Auftrag von BDI, HDBund BBS. Hrsg.: Deutscher Beton- undBautechnik-Verein E.V. DBV-Heft 22,Berlin, 2011.

[20] CIUPEK, MARTIN: „Unternehmen sparenauf Kosten ihrer Zukunft.“ – In: VDI-Nachrichten vom 8. April 2005. Seite 25.

[21] DIN EN 1992-1-1:2011-01: Eurocode 2:Bemessung und Konstruktion von Stahl-beton- und Spannbetontragwerken – Teil1-1: Allgemeine Bemessungsregeln undRegeln für den Hochbau; Deutsche Fas-sung EN 1992-1-1:2004 + AC:2010.

[22] Deutscher Ausschuss für Stahlbeton e.V.(DAfStb): Erläuterungen zu DIN EN1992-1-1 und DIN EN 1992-1-1/NA(Euro code 2). – In: Heft 600 in der Schrif-tenreihe des DAfStb. Ausgabe 2012.

[23] E DIN EN 1992-1-1/NA/A1:2012-05: Na-tionaler Anhang – National festgelegte Pa-rameter – Eurocode 2: Bemessung undKonstruktion von Stahlbeton- und Spann-betontragwerken – Teil 1-1: AllgemeineBemessungsregeln und Regeln für denHochbau; Änderung A1. Ausgabe Mai2012.

Erwiderung

Die Varianten 2a und 2b werfen im Ver-gleich zu den Varianten 1a und b undder Variante 3 technische und rechtlicheFragen auf. Die in dem Beitrag des Un-terzeichners im Heft 9/2012 behandelteFragestellung, ob Ausführungen nachden Varianten 2a und 2b den anerkann-ten Regeln der Technik entsprechen,wurde gleichsam von außen an dasMerkblatt herangetragen. Denn dasMerkblatt enthält sich einer ausdrück -lichen Qualifizierung der auf Seite 33 ff.behandelten Ausführungsvarianten nachMaßgabe der gängigen unterschiedlichentechnischen Standards.

Grundsätzlich muss sich im Baubereichjede technische Methode und Verfah-rensweise, die von Planern und Kon-strukteuren erdacht und von Unterneh-mern ausgeführt werden, die Frage gefal-len lassen, welchen Technikstandard sieabbilden, nämlich ob sie dem Stand vonWissenschaft und Technik, dem Standder Technik oder dem Stand der aner-kannten Regeln der Technik entspre-chen. Das ist bei Fehlen von vertrag -lichen Regelungen deshalb bedeutsam,weil das Gesetzesrecht in diesen Fällen –bedeutsam für Planer- und für Bauverträ-ge – nach § 633 Abs. 2 Satz 2 Nr. 2 BGB

1 siehe http://www.dafstb.de/akt_stellung-nahme_DAfStb_ parkdecks.html

Entgegen den Ausführungen in der Zu-schrift wird mit den Varianten 2a und 2bim Vergleich zu den Varianten 1a und1b sowie 3 eine Risikoerhöhung verbun-den sein, weil anderenfalls ein Kompen-sationsbedarf nicht bejaht werden müss-te. Entscheidend wird sein, ob die Anfor-derungen des erweiterten Wartungs- undInstandhaltungsbedarfs nicht nur theore-tisch als geeignet erscheinen, einen mitden Varianten 1a, 1b und 3 gleichwerti-gen Risikoausgleich zu bewirken.

Da anerkannte Regeln der Technik nursolche Verfahrensweisen sind, die sichauch in der Praxis bewährt haben, mussdas Modell der erweiterten Wartung undInstandhaltung nach Praxiserfahrungenfür geeignet gehalten werden, die im Ver-gleich zu den Varianten 1a, 1b und 3wohl unzweifelhaft bestehenden Schwä-chen der Varianten 2a und 2b gleichwer-tig auszugleichen.

Hieran hat der Unterzeichner seineZweifel, was nichts damit zu tun hat,dass nach den Ingenieurwissenschaftender Ausgleich gelingen kann, woran derUnterzeichner nicht zweifelt. Der Unter-zeichner schließt sich im Gegenteil derAuffassung des DAfStb an, dass die un-terschiedlichen Varianten nach heutigemKenntnisstand zu technisch gleichwerti-gen Lösungen führen.

Damit – nämlich auf den Kenntnisstandund folglich auf theoretische Ansätze ab-stellend – beruht diese Gleichwertigkeits-aussage jedoch auf einer lehrbuchhaftenÜberzeugungsbildung und bedingt, dassdie Anforderungen der erweiterten War-tung und Instandhaltung auch tatsäch-lich erfüllt werden. Denn nur dann ge-lingt Kompensation.

Technische Defizite eines Systems wer-den bei den Varianten 2a und 2b nichtdurch ergänzende technische Systeme in-nerhalb der Technik ausgeglichen, son-dern sollen durch anspruchsvollesmenschliches Verhalten kompensiertwerden.

Das ist aus der rechtlichen Sicht dasProblem, wobei die Frage zu stellen ist,ob in der Praxis der Wille und die Ernst-haftigkeit für derartiges Verhalten vor-handen sind. Dann sind nämlich War-tung und Instandhaltung tatsächlich inder besonderen Form der erweitertenWartung zu betreiben.

Wenn in der Ingenieurpraxis der Not-wendigkeit der Inspektion, Wartung undInstandhaltung durch entsprechende Re-geln Rechnung getragen wird, besteht die

det. Das mögen vielleicht sogar „Be-schaffenheiten nach unten“2 sein, was je-doch bei entsprechender, vom Merkblattgeforderter Aufklärung und seitens desAuftraggebers auch vertraglich übernom-mener Wartung und Instandhaltung wegen damit verbundener Sicherung derFunktionstauglichkeit bedeutungslos ist.

Dann ist nämlich die dauerhafte Funk -tionstauglichkeit durch Wartung und In-standhaltung zu sichern, worauf sich deraufgeklärte und beratene Auftraggebereingelassen hat.

Damit ist völlig eindeutig, dass das Merk-blatt eine schlüssige Aussage darübervermeidet, welchem Technikstandard dieVarianten 2a und 2b entsprechen. Dieskönnte anders nur dann gesehen wer-den, wenn in die Merkblattaussage, dasKonzept nach den Varianten 2a und 2bsei vertraglich zu vereinbaren, hinein in-terpretiert wird, damit sei eine Qualifizie-rung dieser Varianten als zur gewöhnli-chen Verwendung geeignet ausgeschlos-sen.

Es dürfte jedoch zu weit gehen, in derFeststellung des Merkblatts auf Seite 31,vorletzter Absatz, wegen des Vereinba-rungsvorbehalts eine „Disqualifizierung“der Varianten 2a und 2b zu sehen.

Die Antwort auf die in dem Beitrag desUnterzeichners gestellte Frage ist losge-löst vom Merkblatt aufzufinden und hatsich damit zu befassen, was es mit Kom-pensationsmodellen auf sich hat, bei de-nen in der Erstellungsphase bewusst auftechnisch Aufwendigeres verzichtet unddas notwendig entstehende Defizit durchIntensivierung menschlichen Verhaltens,z. B. durch Wartung und Instandhaltungoder durch Monitoring, in der Nutzungs-phase ausgeglichen wird.

Dieses menschliche Verhalten kann wiebeim Monitoring durch entsprechendeMesstechniken begleitet werden, womites technisch basierte Kompensationsmo-delle neben solchen gibt, die allein durchmenschliches Verhalten geleitet werden.Selbst wenn es für dieses menschlicheVerhalten bestimmte Regeln gibt, wie siedas Merkblatt für die Varianten 2a und2b formuliert, stellt sich die Frage, ob dieUmsetzung dieses Regelwerks nachmenschlicher Erfahrung in dem Maßegeschieht, dass diese Art der Kompensa-tion als in der Praxis bewährt bezeichnetwerden kann.

anten 2a und 2b den gewöhnlichen Ver-wendungseignungsanforderungen ent-sprechen, ob ein daran ausgerichtetesWerk die Beschaffenheiten aufweist, diebei Werken der gleichen Art üblich sindund die der Besteller nach der Art desWerks auch erwarten kann.

Fallen im Planervertrag und im Bauver-trag nach vorausgehender Aufklärungund Beratung über die verschiedenenMöglichkeiten mit ihren Vorteilen undNachteilen die Entscheidungen zuguns-ten der Varianten 2a und 2b des Merk-blatts, sind Beschaffenheiten vereinbart,die bei Einhaltung der entsprechenden,nämlich erweiterten Wartungsmaßnah-men, das Funktionieren sichern.

Es ist das unbestreitbare Verdienst desMerkblatts (S. 11), mit dem Hinweis 1unter Ziff. 2.1.2 auf den Aufklärungs-und Beratungsbedarf hinsichtlich derVor- und Nachteile der nach dem Merk-blatt zur Diskussion stehenden Ausfüh-rungsvarianten hingewiesen zu haben.Dies dient der Vermeidung von Haf-tungsrisiken, worauf ausdrücklich auf-merksam gemacht wird. Das Merkblatt(S. 11) weist die Planer darauf hin, Auf-klärung und Beratung auch zu dokumen-tieren. Das weitere Verdienst des Merk-blatts besteht darin, den Wartungs- undInstandhaltungsbedarf, der grundsätzlichSache des Auftraggebers oder Bauherrnist, für jedermann deutlich hervorgeho-ben zu haben (vgl. S. 12, Ziffer 2.1.3).

Das Merkblatt qualifiziert die Varianten2a und 2b ausweislich der Ausführungenauf Seite 31 unter Verweis auf dieDAfStb-Hefte 525 und 600 selbst als Re-duktionsmodelle und hält es für geboten,die Abweichungen bei der Betondeckungund den Expositionsklassen zu kompen-sieren. Die Varianten 2a und 2b könnenfolglich als Kompensationsmodelle be-zeichnet werden. Und das Merkblatthebt im vorletzten Absatz auf Seite 31hervor: „Das Konzept ist vertraglich zuvereinbaren. Klare vertragliche Fest -legungen sind empfehlenswert, um Haf-tungsrisiken bei den Baubeteiligten zuvermeiden.“

Für die Frage, ob die Varianten 2a und2b den anerkannten Regeln der Technikentsprechen, ist diese Merkblattaussagevon erheblichem Stellenwert. Das Merk-blatt will gleichsam verhindern, dass dieFrage, ob die Varianten 2a und 2b denanerkannten Regeln der Technik ent-sprechen, überhaupt einer Antwort be-darf. Das ist nämlich nicht der Fall,wenn das Konzept vertraglich zu verein-baren ist, was Beschaffenheiten begrün-

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

Am 29. November 2012 wurde der ICARO Award 2012 der Universität vonLa Coruña in Spanien an Prof. Dipl.-Ing.HOLGER SVENSSON verliehen. Zur Be-gründung heißt es in der Verleihungs -urkunde: „als Forscher und Ingenieur in-ternational anerkannt für hervorragendeakademische Leistungen, der wichtigeFortschritte auf dem Gebiet des kon-struktiven Ingenieurbaus erzielt hat“.Der Preis wurde 2006 gestiftet und wirdjedes Jahr verliehen. Die letzten beidenPreisträger waren MICHEL VIRLOGEUX

und JIRÍ STRÁSKÝ.

Das Merkblatt aber fordert die Vertrags-parteien immer wieder zur Selbstbestim-mung auf. Deshalb ist das Merkblatt kei-ne Falle. Wer das Merkblatt beachtet,„steht nicht im Regen“; dem, der es nichtbeachtet, droht Ungemach, weil dasMerkmal für die Varianten 2a und 2b einen Vereinbarungsbedarf bejaht (S. 31,2. Absatz) und damit gerade zum Aus-druck bringt, dass die Vertragsparteienüber die Realisierung dieser Varianten einig sein müssen.

Dem Merkblatt lässt sich hinsichtlich dertechnischen Einordnung dieser Varian-ten in die verschiedenen Technikstan-dards ausdrücklich nichts entnehmen.Darüber ist im Streit letztlich sachver-ständig beraten durch ein Urteil zu ent-scheiden.

Professor Dr. jur. GERD MOTZKE

gerd.motzke@t-online.de

ses oder einer Tiefgarage nicht in derObjektbenennung, sondern der Vertragsagt konkret aus, auf welche Weise, alsoin welcher Variante das Objekt geplantund ausgeführt wird und welche Konse-quenzen sich hieraus für die Wartungund Instandhaltung ergeben.

Nur dann, wenn es daran fehlt, stellt sichdie Frage, ob die Planung und Ausfüh-rung der Varianten 2a und 2b den aner-kannten Regeln der Technik entspricht.In einem solchen Fall haben Auftragge-ber, Planer und Unternehmer jedoch dasMerkblatt sträflich missachtet.

Darüber, ob Planer und Unternehmer ineinem solchen Fall die anerkannten Re-geln der Technik beachtet haben,herrscht in einem vor Gericht anhängi-gen Streit so lange Ungewissheit, bis einrechtskräftiges Urteil darüber befindetund damit Fremdbestimmung erfolgt.

Problematik dieser Wartungsregeln hin-sichtlich der Varianten 2a und 2b darin,dass die Varianten 2a und 2b von vorn-herein im Vergleich zu den Varianten 1a,1b und 3 „Schwächen“ zeigen, die ausge-glichen werden sollen.

Dienen Inspektions-, Wartungs- und In-standhaltungsregeln gewöhnlich derKontrolle des „Standes des Abnutzungs-vorrats“, könnte es, um im Bild zu blei-ben, bei den Varianten 2a und 2b sosein, dass gleichsam ein „fehlender Vorrat“ durch erweiterte Wartung undInstandhaltung ausgeglichen werdenmuss.

Insgesamt gilt jedoch klar: Wer dasMerkblatt in all seinen Aussagen undHinweisen beachtet, handelt als Planerund als ausführender Unternehmer klug.Dann erschöpfen sich nämlich die Ver-träge über die Erstellung eines Parkhau-

N A C H R I C H T E N

ICARO Award an Holger Svensson verliehen

Das European Concrete Societies Net-work (ECSN), bestehend aus den natio-nalen Vereinigungen zwölf europäischerLänder, darunter der Deutsche Beton-und Bautechnik-Verein E.V. (DBV), ver-lieh am 25. Oktober 2012 in Oslo für außerordentliche Leistungen auf demGebiet der Beton- und Bautechnik denEuropean Concrete Award 2012. Dies-mal ging er an Italien und die Nieder -lande.

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

landen, Norwegen, Schweden undTschechien nach den Kriterien Design,Konstruktion und Form, Nachhaltigkeit,Innovation und harmonisches Einbindenin die Umgebung. Vertreter von Bauher-ren, Planern und ausführenden Firmender eingereichten Projekte reisten nachOslo, um den European Concrete Award2012 entgegenzunehmen.

In der Kategorie „Building“ ging derPreis an das „Regional Emergency Management Centre Foligno“ in Italien(Bild 1). MICHAEL PAUSER, Geschäfts -führer der Österreichischen Bautechnik

European Concrete Award 2012 geht an Italien und die Niederlande

Holger Svensson

Bild 1 Regional Emergency Management Centre Foligno

te: Ö

Wie richtige Ingenieure Fußgängerbrü-cken entwerfen und konstruieren, das istAufgabe des kreativ-technischen Schüler-wettbewerbs „BRÜCKENschlag“. EndeNovember war Anmeldeschluss: Überzwei Drittel aller teilnehmenden Schüle-rinnen und Schüler des in fünf Bundes-ländern ausgelobten Wettbewerbs kom-men aus Baden-Württemberg. Landes-weit beteiligen sich über 4.500 Schülerin-nen und Schüler aus 193 Schulen mitüber 1.500 geplanten Modellen an demWettbewerb – überwiegend aus den Klas-senstufen acht, neun und zehn.

Noch bis 25. Januar 2013 bleibt den Ju-gendlichen nun Zeit, ihre selbst geplan-ten, innovativen Miniaturbauwerke beider Jury der Ingenieurkammer einzu -reichen. Die Fußgängerbrücken müssenvoll funktionsfähig sein, ein möglichstgeringes Eigengewicht aufweisen und einem Belastungstest standhalten. Nureinfachste Baumaterialien, wie Papier,Holz- und Kunststoffstäbchen sowieSchnur, Kleber oder Stecknadeln dürfendabei Verwendung finden.

„Wir freuen uns, dass auch unser achterWettbewerb ein überwältigendes Interes-se weckt und wir einer Rekordbeteiligungentgegenstreben“, sagt Professor Dr.-Ing.STEPHAN ENGELSMANN, Vizepräsidentder Ingenieurkammer Baden-Württem-berg. „Dies zeigt uns, dass wir mit unse-rem Bestreben, den ingenieurwissen-

schaftlichen Nachwuchs bereits an allge-meinbildenden Schulen zu fördern, denNerv von jungen Menschen treffen.“

Warum Fußgängerbrücken?

Brücken überspannen Täler, verbindenUfer, überqueren Hindernisse und übenFaszination und Staunen auf uns Men-schen aus. Begabte Ingenieurinnen undIngenieure gestalten und konstruierenweltweit riesige Eisenbahn- und Auto-bahnbrücken sowie Stege für Radfahrerund Fußgänger und schaffen damit Ver-knüpfungen zwischen Städten, Ländernund Menschen. Das moderne Leben wäre ohne Brücken nicht vorstellbar,denn durch diese Werke der Ingenieur-baukunst werden schneller Transportund effiziente Zusammenarbeit sowieGemeinschaft erst ermöglicht. Brückenzu planen und zu konstruieren ist dieKönigsdisziplin der Ingenieurbaukunst.Die hohe Beteiligung am diesjährigenWettbewerb lässt sich darauf zurückfüh-ren, dass das Thema Brücken Bestand-teil des Lehrplans an baden-württember-gischen Schulen ist.

Jurysitzung und Große Landespreis -verleihung

Anfang Februar 2013 trifft sich einenamhafte Jury, bestehend aus Professo-ren, Beratenden Ingenieuren, Prüfinge-nieuren und einem Vertreter des Kultus-

ministeriums Baden-Württemberg inStuttgart, um die Siegermodelle herauszu finden. Dabei wird eine Reihe von zu-vor festgelegten Auswahlkriterien zur Be-urteilung herangezogen. Rühmender Ab-schluss des Landeswettbewerbs ist einegroße Preisverleihung mit Rahmenpro-gramm am 27. Februar 2013, 13.30 Uhrin der Stuttgarter Carl-Benz-Arena. ZurPreisverleihung, bei der die Schülerinnenund Schüler Ihre Platzierungen in zweiAlterskategorien erfahren, werden auchdiesmal über 1.000 Personen erwartet.Die Jugendlichen reisen in Begleitung ihrer Lehrer und Eltern dafür eigens ausallen Landesteilen Baden-Württembergsin die Landeshauptstadt.

Warum ein technischer Schüler -wettbewerb?

Die Ingenieurkammern der Länder Ba-den-Württemberg, Hessen, Rheinland-Pfalz, Saarland und Sachsen-Anhalt wol-len technische Kreativität an Schulenfördern, auf die Attraktivität des Inge-nieurberufs hinweisen und dem aktuel-len Fachkräftemangel früh entgegen -wirken. Jedes Jahr gibt es eine neue Auf-gabe. Die bisherigen Themen waren:„Brücken verbinden“ (2005–07), „GutdurchDACHt“ (Stadiondächer, 2008/09), „TurmHochDrei“ (Wassertürme,2009/10) sowie „ IDEENsprINGen“(Sprungschanzen, 2010/11) und „ENER-GIEgeladen“ (Wasserräder, 2011/12).

4.500 Nachwuchsingenieure planen und bauen über 1.500 Brücken

Vereinigung, gratulierte in seiner Funk -tion als Vorsitzender des ECSN demKonstrukteur und Architekt des Sieger-

projektes, Prof. ALBERTO PARDUCCI, zueinem Hochbau, der Schönheit mitFunktionalität verbindet. Die Schalen-

konstruktion mit den acht beweglichenAuflagerungspunkten ist die optimaleLösung für die Anforderung, eine absoluterdbebensichere Notfallaufnahme zuschaffen.

In der Kategorie „Civil Engineering“ gewann die „Gooise Bridge“ aus denNiederlanden, die von der Gemeinde Utrecht geplant und von Romein BetonBV ausgeführt wurde (Bild 2). Bei derPreisverleihung betonte PAUSER, dass einSiegerprojekt nicht immer eine Brückemit großer Spannweite sein muss, son-dern auch eine Fußgängerbrücke mit in-novativen Materialien – vorgespannterHochleistungsbeton und rostfreier Stahlals Garant für Dauerhaftigkeit – seinkann.

Für den Concrete Award 2014 werdendie Karten neu gemischt.

Bild 2 Gooise Bridge

te: Ö

In den Fachpublikationen des Deut-schen Beton- und Bautechnik-VereinsE.V. (DBV) wird das Expertenwissen ausBauausführung und Planung, Baustoff-herstellung, Wissenschaft, Normung so-wie Verwaltung praxisnah und aktuellaufbereitet. Hierbei widmet sich das Heft19 dem Thema „Schutz und Instandset-zung von Betonbauteilen – Aktuelle Re-gelwerke und Hinweise zum Stand derTechnik“. Nun hat der DBV das Heft,welches im Jahr 2010 erstmalig erschie-nen ist, aktualisiert und erweitert.

Für den Schutz und die Instandsetzungvon Betonbauteilen liegen derzeit inDeutschland verschiedene Regelwerkevor. Dies sind die „DAfStb-Richtlinie fürSchutz und Instandsetzung von Beton-bauteilen“, die ZTV-ING, die ZTV-W,die Normenreihe DIN EN 1504 unddeutsche Restnormen. Das DBV-Heft 19bringt Ordnung in die Vielfalt der Be -

griffe und benennt die Unterschiede zwi-schen den Regelwerken. Darüber hinauswerden Schutz und Instandsetzungsauf-gaben, deren Planung, Ausführung undÜberwachung erläutert. Diese Darstel-lung wird ergänzt durch die rechtlicheBetrachtung von Problemfällen, Risikenund Haftungsfragen, u. a. bei Instandset-zungsmaßnahmen.

DBV-Heft 19 „Schutz und Instand -setzung von Betonbauteilen – AktuelleRegelwerke und Hinweise zum Standder Technik“, Aktualisierte Ausgabe, November 2012, 156 Seiten, 100 Ab -bildungen, 23 Tabellen, Preis: 45 € fürDBV-Mitglieder, 90 € für Nichtmit -glieder, jeweils zzgl. VersandkostenDeutscher Beton- und Bautechnik-Verein E.V., Frau PETRA ROHDE,Telefon: 030/236096-44, E-Mail: rohde@betonverein.dewww.betonverein.de → Schriften

DBV-Heft 19 aktualisiert und erweitert

Im Rahmen ihrer technischen Facharbeitfür den konstruktiven Betonfertigteilbaugibt die FDB ihr aktualisiertes MerkblattNr. 7 über Brandschutzanforderungenvon Betonfertigteilen heraus. Das Merk-blatt Nr. 7 wurde aktuell an die europäi-schen Bemessungsnormen, insbesonderedie Eurocodes, angepasst, die ab 2012verbindlich angewendet werden. Da diebrandschutztechnischen Regelungen fürBetonbauteile nicht vollständig durchden Teil 1-2 von Eurocode 2 abgedecktwerden, wird DIN 4102-4 als Restnormin 2013 veröffentlicht. Wesentliche Teiledieser Restnorm wurden bereits imMerkblatt berücksichtigt. Das Merkblattenthält brandschutztechnische Angabenfür Betonfertigteile wie z. B. Mindest-querschnittsabmessungen sowie kon-struktive Details für häufige Anschlüsseim Betonfertigteilbau wie z. B. die Aus -bildung der Fugen zwischen Brand -wänden.

Alle Merkblätter können kostenlos imBereich „Literatur/Downloadcenter“von www.fdb-fertigteilbau.de herunter -geladen werden.

Die Merkblattsammlung der FDB um-fasst folgende Titel:Merkblatt Nr. 1„über Sichtbetonflächen von Fertigteilenaus Beton und Stahlbeton“ (06/2005),

überarbeitete Fassung erscheint in KürzeMerkblatt Nr. 2„Korrosionsschutz von Verbindungs -mitteln für Betonfertigteile“ (06/2011)Merkblatt Nr. 3„zur Planung vorgefertigter Beton -fassaden“ (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 Toleranzenvon Einbauteilen und Verbindungs -mitteln“ (06/2006)Merkblatt Nr. 7„über Brandschutzanforderungen von Betonfertigteilen“ (11/2012)Merkblatt Nr. 8„über Betonfertigteile aus Architektur -beton“ (01/2009)Merkblatt Nr. 9„zur Ladungssicherung von konstruk -tiven Betonfertigteilen“ (09/2010)

An den Eurocode angepasst: Die FDB veröffentlicht ihr überarbeitetes Merkblatt Nr. 7„über Brandschutzanforderungen von Betonfertigteilen 11/2012“

Umsichtig formulierte Verträge sind dasA und O bei Bauvorhaben, denn wo vie-le Personen beteiligt sind, steigt auch dasRisiko, dass es zu Differenzen kommt. Jeklarer und eindeutiger ein Vertrag imVorfeld Verantwortlichkeiten regelt, des-to weniger Konfliktpotential gibt es. DieBayerische Ingenieurekammer-Bau hatdaher Musterhonorarverträge erstellt, diespeziell auf die Anforderungen und Leis-tungen von Ingenieurinnen und Inge-nieuren im Bauwesen zugeschnittensind. Diese Vertragsvorlagen stehen absofort kostenfrei auf der Website derKammer zum Download bereit:

http://www.bayika.de/de/aktuelles/kurznachrichten/bayika-intern/2012-11-14.php?navanchor=2110037

„Im Unterschied zu vielen anderen Ver-tragsmustern auf dem Markt sind unseredeutlich flexibler. Sie bestehen aus einemAllgemeinen Teil und verschiedenen Mo-dulen, die je nach Themengebiet ergänztwerden. Durch dieses Baukastenprinzipund dadurch, dass wir die Vertragsvorla-gen nicht mit Elementen aufblähen, diedas BGB bereits regelt, können wir einschlankes Vertragswerk anbieten“, er-klärt Dr.-Ing. HEINRICH SCHROETER, Prä-sident der Bayerischen Ingenieurekam-mer-Bau. „Zudem unterscheidet uns,dass unser Vertragsmuster kostenfrei er-hältlich ist – wahlweise als pdf, das manauch gleich ausfüllen kann, oder in ge-druckter Fassung. Und nicht zuletzt ha-ben wir entsprechend unserem Selbstver-ständnis als Kammer ganz besonders da-

rauf geachtet, dass das Vertragsmusterneutral und ausgewogen ist und somitvon Auftraggebern wie Auftragnehmerngleichermaßen verwendet werden kann“fügt SCHROETER hinzu.

Derzeit sind die Module zu den Leis-tungsbildern „Ingenieurbauwerke“, „Ver-kehrsanlagen“, „Tragwerksplanung“ und„Technische Ausrüstung“ erhältlich.Weitere für die Berufspraxis wichtigeModule wie solche zur Bauphysik oderVermessung befinden sich in Vorberei-tung. „Wir wünschen uns, dass die Ver-tragsmuster schnell Verbreitung findenund möchten ausdrücklich alle Nutzerermuntern, uns ihre Erfahrungen mitdem Mustervertrag mitzuteilen“, sagtKammerpräsident Dr. SCHROETER.

Kostenfreie Musteringenieurverträge Bayerische Ingenieurekammer-Bau stellt Vertragsvorlagen zur Verfügung

ANDREJ ALBERT, HEIKO DENK, PEER LUBASCH, ANDREAS NITSCH:Werner Verlag 2013, 2. Auflage

Die 2. Auflage des Buches wurde mit derUmstellung der Nationalen auf Europä -ische Normen im Betonbau erforderlich.Es werden die Grundlagen der Vorspan-nung (1. Abschnitt), Schnittgrößenermitt-lung für vorgespannte Tragwerke (2. Ab-schnitt), Bemessung von vorgespanntenBauteilen nach EC2-1-1 (3. Abschnitt)sowie Besonderheiten für den Brücken-bau (4. Abschnitt) umfassend erläutertund durch zahlreiche Beispiele verdeut-licht bzw. illustriert.

Von allgemeinen Begriffsdefinitionenund Festlegungen der neuen Regelwerkefür die Tragwerksplanung ausgehend,werden sämtliche Anforderungen an dieBemessung und Ausführung von Spann-betonbauwerken des Hoch- und Inge-nieurbaus in einer Form dargestellt, dassalles Wesentliche für den Leser klar undausgesprochen verständlich nachvoll-ziehbar ist.

Vor der Behandlung der eigentlichen Be-messung fassen die Autoren die hierfürerforderlichen Grundlagen zusammen,

wozu u. a. auch die heute aktuellen As-pekte der Vorspanntechnologie gehören.Zur Bestimmung der Querschnittswertewerden sehr anschauliche Anwendungs-beispiele für Rechteckquerschnitte mitein- bzw. zweisträngiger Vorspannungvorgestellt. Dasselbe gilt hinsichtlich derErfassung der Spannungsbeziehungen imungerissenen Zustand I anhand von Rechenbeispielen für Dachbinder mit T-Querschnitt und Rechteckquerschnitte.

In dem darauffolgenden 2. Abschnittwerden alle gängigen Methoden der Be-rechnung der Schnittgrößen infolge vonVorspannung erörtert (Anwendungsbei-spiele: Einhüftiger Rahmen, Zweifeld -träger, statisch unbestimmter Rahmen,Dachbinder, zentrisch vorgespanntesBauteil). Hierzu gehören erfreulicher -weise Aspekte der Wahl des Vorspann-grades (Anwendungsbeispiel: Dachbin-der) einschließlich Umlagerungen vonBetonspannungen und Schnittgrößen(Anwendungsbeispiele: Fertigteil -brücken).

Die Autoren gehen im 3. Abschnitt aufsämtliche erforderliche Nachweise inden Grenzzuständen der Tragfähigkeitund Gebrauchstauglichkeit umfassend

ein. Die vorgeschriebenen Nachweise be-züglich der Baulichen Durchbildungwerden ebenso erläutert. Anwendungs-beispiele sind: Dachbinder (auch mitmittlerem und geringem Vorspanngrad,Rahmentragwerke.

Dasselbe gilt für den 4. Abschnitt, indem die Besonderheiten für den Brü-ckenbau in einem ausführlichen Rechen-beispiel zur Bemessung und Konstruk -tion einer zweistegigen Plattenbalken -brücke verdeutlicht werden. Außer dennormativen Nachweisen wird auch aufsolche nach modernen wissenschaft -lichen Methoden eingegangen.

Das Buch wird seinen von den Autorengestellten Anforderungen vollumfänglichgerecht. Durch die klare Gliederung, gutverständliche Darstellungen und Bildersowie praxisgerechte Anwendungsbei-spiele eignet es sich nicht nur Studieren-de sondern auch für in der Berufspraxisstehende Planer von Spannbetonbau -werken. Es ist den Autoren gelungen,sprachliche und notwendige Details sehrgut aufeinander abzustimmen. Kurz: Einsehr empfehlenswertes Buch.

WILHELM BUSCHMEYER, Essen

B Ü C H E R

Spannbeton: Grundlagen und Anwendungsbeispiele

VERANSTALTUNGSKALENDER

Kongresse – Symposien – Seminare – Messen

Hannover, 05. Februar Beton-Seminare 2013 BetonMarketing Nord GmbH undWismar, 14. Februar Weiterentwicklung des Regelwerks im Betonbau, Überblick – BetonMarketing Ost Gesellschaft Oldenburg, 20. Februar Anwendungserfahrungen mit den Expositionsklassen – für Bauberatung und Hamburg, 21. Februar Bewehren des Betons – Verarbeiten des Betons auf der Bau- Marktförderung mbHVerden, 07. März stelle – Erfahrungen bei der Ausführung von Sichtbeton – anmeldung@betonmarketing.deRendsburg, 13. März Ausgewählte Schadensbilder im Betonbau und ihre Vermeidung www.beton.orgOsnabrück, 14. MärzApolda, 13. FebruarDresden, 26. FebruarBerlin, 27. FebruarLeipzig, 28. FebruarNeubrandenburg, 06. MärzPotsdam, 12. MärzMagdeburg, 19. MärzBerlin, 26. März

Neu-Ulm 57. BetonTage FBF Betondienst GmbH5. bis 7. Februar Werte schaffen Tel.: 0711/32732-326

www.betontage.de

Berlin Praktiken und Potentiale von Bautechnikgeschichte Arbeitskreis Technikgeschichte – „Räder müssen rollen für den Sieg“. Albert Ganzenmüller, im VDI-Bezirksverein

des Teufels Staatssekretär im Reichsverkehrsministerium, Berlin-Brandenburg e.V.31. Januar Dr.-Ing. KARL-EUGEN KURRER

– Entwicklungslinien des Spannbetonbrückenbau 1935 bis 1970, karl-eugen.kurrer@wiley.com 14. Februar

– Entwicklung der fédération internationale du béton (fib) von 1952 bis heute, 14. März

Altdorf bei Nürnberg Nachträgliche Bauwerksabdichtung TAW Technische Akademie 7. Februar Von den Grundlagen bis zur Anwendung Wuppertal

Tel.: 09187/931 0taw-altdorf@taw.de

Lauterbach Parkhäuser und Tiefgaragen Bauakademie Hessen-Thüringen e.V.13. Februar Planen, Bauen, Unterhalten nach neuem DBV-Merkblatt Tel.: 069/95809-181

www.bauhut.de

Berlin, 14. Februar DBV Regionaltagungen Bauausführung Deutscher Beton- und München-Ottobrunn, Bautechnik-Verein E.V.19. Februar Tel.: 030/236096-55Hamburg, 19. Februar charton@betonverein.deBochum, 21. Februar www.betonverein.deNürnberg, 28. Februar Frankfurt am Main, 5. März

Lauterbach Grundlagen der Betontechnologie Bauakademie Hessen-Thüringen e.V.14. bis 15. Februar Vorbereitungslehrgang für SIVV-Lehrgang Tel.: 069/95809-181

www.bauhut.de

Augsburg TPH öffnet Türen TPH Bausysteme 14. bis 15. Februar Injektionsplanung am Finnetunnel – Injektion im Wasserbau Tel.: 040/5290 66 78-0Essen (Jadeweserport) – Sanierungsmaßnahmen im Emstunnel – info@tph-bausysteme.com21. bis 22. Februar Injektionsstoffe und PumpenLüneburg28. Februar bis 01. März

Ort und Termin Veranstaltung Auskunft und Anmeldung

Darmstadt Weiterbildung für Tragwerksplaner TU Darmstadt Aus der Praxis für die Praxis Fachgebiet MassivbauGanzjährige Seminarreihe mit 6 Veranstaltungstagen Dipl.-Wirtsch.-Ing. Eine übertragbare Kurskarte, die für die 6 Veranstaltungen CHRISTIAN SIEGEL

der Seminarreihe gültig ist, berechtigt zu einer flexiblen Tel.: +49 6151 16-75458Teilnahme von bis zu 3 Mitarbeitern siegel@massivbau.tu-darmstadt.de

Braunschweig Hochschulkurs: Vom Schüttgut zum Silo Forschungs-Gesellschaft 18. bis 19. Februar Fließverhalten von Schüttgütern – Ermittlung der Fließ- Verfahrens-Technik e.V. (GVT)

eigenschaften – Probleme beim Lagern von Schüttgütern – ANNA MARIA HIPP

Siloauslegung – Spannungen in Silos – Entmischung – Tel.: 069/7564-118Austraggeräte und Austraghilfen – Dosieren – Gestaltungs- gvt-hochschulkurse@gvt.orgmöglichkeiten – Neue Silonorm DIN 1055-6:2005-03 und www.gvt.orgEuroCode 1 Teil 4 (DIN EN 1991-4) – Fallbeispiele

Lauterbach SIVV-Lehrgang (Schützen, Instandsetzen, Verbinden, Bauakademie Hessen-Thüringen e.V.18. Februar bis 1. März. Verstärken) Tel.: 069/95809-181

www.bauhut.de

Bochum Beläge, Abdichtungen und Korrosionsschutz von Brücken- Technische Akademie Wuppertal 20. bis 21. Februar bauwerken und Parkhäusern Tel.: 0234/890353-403

ols@taw.dewww.taw.de

Nürnberg FeuerTRUTZ Brandschutzkongress Feuertrutz GmbH 20. bis 21. Februar Neue Regeln, neue Trends, neue Konzepte – Lösungen für den Tel.: 0221/5497-146

Brandschutz 2013 kongress@feuertrutz.dewww.feuertrutz.de

Lauterbach SIVV-Weiterbildung Bauakademie Hessen-Thüringen e.V.21. bis 22. Februar www.bauhut.de

Bozen/Südtirol VIATEC 2013 www.fierabolzano.it/viatec/de21. bis 23. Februar Internationale Fachmesse für Straßenbau und Infrastruktur-

bewirtschaftung. Schwerpunkt: Tunnelbau sowie Lebens-erwartung und Instandhaltung von Infrastruktur

Darmstadt Darmstädter Betonfertigteiltage 2013 BetonMarketing West 21., 22., 28. Februar Entwurf/Fertigung/Gestaltung – Vordimensionierung und PETER SCHERMULY

und 1. März Vorspannung – Berechnung und Betoneigenschaften – Tel.: 0151/12671912Verbindungen mit Konstruktion und Bemessung www.beton.org

Bökendonk Zertifizierter sachkundiger Planer für Betoninstandsetzung BZB Akademie22. Februar bis 72 Std. in 3 Modulen à 2 Tagen + 1 Modul à 3 Tage Tel.: 02151/5155-3016. März akademie@bzb.de

www.bzb.de

Berlin 9. BÜV-Zertifizierlehrgang zum Sachkundigen Planer im Bau-Überwachungsverein BÜV e.V.26. Februar bis 2. März Bereich Schutz und Instandsetzung von Betonbauwerken Tel.: (030) 31 98 914-20

info@buev-ev.de

Dortmund Planung und Ausführung hochwertig genutzter Technische Akademie Wuppertal27. bis 28. Februar „Weißer Wannen“ Tel.: 0234/890353-403

Anforderungen – Baukonstruktion – Bemessung – Abdichtung – ols@taw.deBauphysik – TGA – Instandsetzung – Schadensfälle – www.taw.deHaftungsfragen – Qualitätssicherung – Anwendungsbeispiele

Essen 6. HDT Tagung: Türme und Gründungen Haus der Technik 6. bis 7. März bei Windenergieanlagen Tel. 0201/1803-329

Konstruktionen, Baugrunduntersuchungen und Fundament- s.gebauer@hdt-essen.deberechnungen – Schalenstabilität, Ermüdungsnachweise und www.hdt-essen.de/W-H010-02-301-3konstruktive Details der Verbindungen – Aktualisierung der DIBt-Richtlinie WEA – Praxis – Trag- und Ermüdungsverhalten von Grouted Joints

Regensburg 22. Kolloquium „Rheologische Messungen an Baustoffen“ Hochschule Regensburg6. bis 7. März Verarbeitbarkeit von Beton und Mörteln – zielgerichteter Fakultät Bauingenieurwesen

Entwurf moderner Spezial- und Hochleistungsmörtel und Betone wolfgang.kusterle@bau.fh-regensburg.de www.schleibinger.com

Altdorf b. Nürnberg Sanierung von Flachdächern und Bauwerksabdichtungen Technische Akademie Wuppertal 7. März www.taw.de

Dresden 23. Dresdner Brückenbausymposium TU Dresden11. bis 12. März Planung, Bauausführung, Instandsetzung und Ertüchtigung Institut für Massivbau

von Brücken www.dresden.de/biw/dbbs

Darmstadt 2. Darmstädter Ingenieurkongress – Bau und Umwelt, TU Darmstadt, 12. März Session „Klima- und ressourcenschonendes Bauen mit Beton“ Fachgebiet Massivbau

Neuartige Zemente – Innovative Betontechnologie – Beton- Tel.: 06151/16-2144dauerhaftigkeit bei Verwendung industrieller Nebenprodukte – siegel@massivbau.tu-darmstadt.deBetone aus rezyklierten und nachwachsenden Rohstoffen – www.bauingenieurkongress.deNachhaltigkeitsbewertung von Betonbauwerken

Berlin Messen im Bauwesen BILDUNGSWERK VDV12. März Tagungsthema: „Ingenieuraufgaben und messtechnische schiefelbein@bw-vdv.de

Lösungen“: bauingenieurmäßige Formulierung der Messaufgabe – http://anmeldung.bw-vdv.deAuswahl der messtechnischen Konzepte und Verfahren – Probleme und Fallbeispiele aus der Onshore und Offshore Windenergiebranche, der Geotechnik und des Brückenbaus

Bochum 7. Symposium Fugenabdichtung im Ingenieurbau Technische Akademie Wuppertal12. März Regelwerke – Bemessung und Beschränkung der Risse bei Tel.: 0234/890353-403

Bauwerken aus WU Beton – Abdichten mit Fugendichtstoffen – ols@taw.deFugenbänder im Verkehrswasserbau – Fugenausbildung und www.taw.de-abdichtung bei WU Beton – Fugenbänder in Abdichtungen von Straßentunneln – Baupraktische Hinweise zur Ausbildung von Fugen in Tunneln

Stuttgart Beton-Insta 2013 Landesgütegemeinschaft 19. bis 20. März Erfahrungsaustausch aller an Planung, Ausführung und Instandsetzung von Betonwerken

Überwachung Beteiligten www.betonerhaltung.com/bwub

Münster Münsteraner Tunnelbau-Kolloquium Fachhochschule Münster11. April Spritzbetontechnologie – Betone für Tunnelinnenschalen – Tel.: 0251/83 65 153

PP-Fasern – Sanierung – aktuelle Planungen und laufende tunnel@fh-muenster.deBaustellenprojekte – Brandschutz, Vereisung, Instandsetzung www.fh-muenster.de/tunnel

Hamburg DEUTSCHER BAUTECHNIK-TAG 2013: Deutscher Beton- und 11. bis 12. April Infrastruktur stärken – Zukunft sichern Bautechnik-Verein E.V. (DBV)

Deutlich erweitertes Fachprogramm in drei parallelen Sitzungen – Tel.: 030/236096-30fünf Exkursionen zu aktuellen Baumaßnahmen Hamburgs – k.mrochen@bautechniktag.deKolloquium für Jungingenieure www.bautechniktag.de

Bochum Behälter und Becken aus Spann- und Stahlbeton Technische Akademie Wuppertal24. bis 25. April Konstruktion – Bemessung – Abdichtung – Ausführung – Tel.: 0234|890353-403

Instandsetzung – Qualitätssicherung – Anwendungsbeispiele ols@taw.de

Arbeiten in …Süd-Korea

Fünf Fragen an Dr.-Ing. Daniel Pfanner, Partner bei Bollinger+ Grohmann in Frankfurt, Leiter internationale Projekte undLeiter der Fassadenplanung

1. Können Sie unseren Lesern verraten, wie Sie in die südkoreanischenProjekte reingekommen sind?Von Projekt zu Projekt waren die Gegebenheiten naturgemäß verschieden.An unser erstes Großprojekt in Busan sind wir über einen internationalenArchitektur-Wettbewerb gekommen, in welchem wir als Fachplaner fürTragwerksplanung die Architekten beraten hatten. Inzwischen werden wirauch direkt angesprochen und sogar von einem unserer lokalen Partnerbürosin Südkorea weiterempfohlen. Die Bauherrenschaft spielt natürlich auch einegroße Rolle, öffentliche und institutionelle Bauherren gehen anders vor, alsFirmen oder Investorengruppen. Alle Projekte weisen aber einige für unswichtige Parallelen auf: In sämtlichen Projekten arbeiten wir mit internationaltätigen Architekten gemeinsam in einem internationalen Planungsteam. DerErstkontakt nach Korea erfolgte dabei meistens durch die Architekturbüros.Und in allen Projekten folgt dem sehr positiven Erstkontakt ein zäher Ver -handlungsmarathon, bis man sich über eine definitive Beauf tragung freuenkann.

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 Ausfüh-rungsqualität sowohl im Beton- als auch im Stahlbau ist ausgesprochen hoch.Beim Busan Cinema Center hatten wir bei den meisten oberirdischenBetonbauteilen Sichtbetonqualität, obwohl diese gar nicht gefordert war.Leider wurden die meisten Betonoberflächen anschließend noch weißgestrichen … Und Baustellenschweißnähte sahen oft aus wie vom Schweiß-roboter hergestellt. Allerdings muss man insbesondere im Stahlbau ergänzenderwähnen, dass die Frage nach Prüfprotokollen beispielsweise der Ultra-schallprüfung von Schweißnähten oft unbeantwortet bleibt, so dass trotz derguten visuellen Qualität eine gewisse Restunsicherheit bleibt. Im Fassaden-bau liegt die Ausführungsqualität hingegen weit hinter europäischenStandards und auch die Bereitschaft, auf importierte Materialien zurückzu-greifen, ist sehr gering. Dies gilt sowohl für den Bau transparenter Ganzglas-fassaden, als auch für opake Blechfassaden, was uns in der Fassadenplanung

immer wieder vor die Herausforderung stellt, den lokalen koreanischenMarkt in Hinsicht auf ein ganz bestimmtes Produkt sondieren zu müssen.

3. Projektplanung und Kommunikation – was sind für Sie dieauffälligsten Unterschiede zu Deutschland?

Das grundlegende Planungsmodell, d.h. die Festlegung der Planungs-phasen und Leistungsbilder, aber auch die Normung des Korean

Building Code folgt den amerikanischen Standards. Wir waren in derRegel ab dem Concept Design im Projekt involviert. In allen Projekten

wurde für die darauf folgenden Leistungsphasen von der Entwurfs- biszur Ausführungsplanung (Schematic Design, Design Development und

Construction Documentation) ein Service Split zwischen unserem Büround dem jeweiligen lokalen Partnerbüro vereinbart. Unsere Intention ist

immer, bis zur letzten Phase im Projekt involviert zu bleiben, spätestens beiAusschreibung und Vergabe übernehmen aber die lokalen Partner in der Regelunsere Planung.

WISSENSWERTES ZUM SÜD-KOREANISCHEN BAU-ARBEITS-MARKT IM ÜBERBLICK:

– erforderliche PapiereEinreise ohne Visum. DeutscheStaatsangehörige benötigen für einenAufenthalt in Süd-Korea bis maximal3 Monate kein Visum. Für längereAufenthalte siehe 1. u. 2. Link

– offene Stellen in welchen Bereichen:Der Anteil ausländischer Fachkräfte inKorea ist sehr gering. Alle ausländi-schen Ingenieure, die wir trafen, warenauf Projektbasis im Land. Selbst diesehr großen, international operierendenIngenieurfirmen haben keineNiederlassungen in Korea. Diekoreanischen Planungsbüros habeneine völlig andere Struktur als inDeutschland. Die meisten Projektewerden von großen Generalplaner-Unternehmen abgewickelt, dieArchitektur- und sämtliche Fachpla-nungsabteilungen unter einem Dachvereinigen und oft mehrere tausendMitarbeiter haben.

– Gehälter25.000 – 34. 000 € (Brutto) pro Jahrfür Berufsanfänger,39.000 – 43. 000 € (Brutto) pro Jahrfür 5–7Jahren Berufserfahrung.

Dr.-Ing. Daniel Pfanner, Partner bei Bollinger + Grohmann

in Frankfurt, Leiter internationale Projekteund Leiter der Fassadenplanung

„In allen Fällen sehr respektvoller Umgangmiteinander“

Alte Innenstadt Seoul (Foto: Bollinger + Grohmann)

Privatfoto: Kulinarische Highlights(Foto: Bollinger + Grohmann)

Arbeiten_in_SuedKorea_Arbeiten_in 17.12.12 11:09 Seite 1

Stellenmarkt_ST_1-2013.indd 1 19.12.12 08:24

AUF EIN WORTWir sind in jeder Hinsicht froh über die Projekte, die wir bislang in Korea planen und realisieren durften. Zum einen sinddie Projekte selbst hochinteressant. Sei es das Busan Cinema Center mit riesigen Herausforderungen an die Planer, wieder längsten Dachauskragung der Welt, einem Doppelhochhaus für einen der größten koreanischen Konzerne in derhistorischen Innenstadt von Seoul, einem Ausstellungs- und Servicecenter des größten koreanischen Automobilher-stellers oder mehrere über 300 m hohe Türme in einem komplett neu geplanten Stadtviertel: die Dynamik und die Kraftin der Umsetzung solcher Projekte in Korea ist sehr beeindruckend.

Sicherlich liegen auf dem Weg zum erfolgreichen Projektabschluss einige Fallstricke. Diese sind zum einenkommunikativer Natur, zum anderen in der unterschiedlichen Ingenieurskultur begründet. Hier befindet man sichregelmäßig 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 intensivenKonversationen mit den koreanischen Partnern während lokaler Restaurantbesuche. Letztere sind übrigens immer wieder einHighlight – kaum eine Küche ist so frisch und vielseitig wie die koreanische!

Die Kommunikation gestaltet sich oft schwierig: Englisch wird meist nur voneinigen Führungskräften beherrscht, trotzdem sieht man sich oft 50 oder mehrMeetingteilnehmern gegenüber. Es wird sehr großer Wert auf Präsentationen,regelmäßige Reports, Video- und Telefonkonferenzen, etc. gelegt, daraufsollte man sich – auch zeitlich – einstellen.

4. Wie wird der deutsche Bauingenieur in Südkorea gesehen undbegegnet ihm sein südkoreanischer Kollege auf der berühmtenAugenhöhe?Ich habe in allen Fällen einen sehr respektvollen Umgang miteinander erlebt,der stark von der berühmten asiatischen Höflichkeit geprägt ist. Jedoch sinddie koreanischen Partner durchaus selbstbewusst genug, auch einmal eineablehnende Haltung zu verbalisieren, das asiatische Klischee des ständignickenden Gegenübers trifft hier definitiv nicht zu. Allerdings sollte man Zeitund Aufenthalte vor Ort investieren, damit sich ein solch offener Umgangauch mit der Zeit einstellen kann.In Hinsicht auf die inhaltliche Zusammenarbeit unter Ingenieuren gilt in Koreadas Gleiche wie überall auf der Welt: die Qualität der Planung hängt stark vonden jeweiligen verantwortlichen und planenden Akteuren ab. Wir haben inSüdkorea gute und weniger erfreuliche Erfahrungen in technischen Diskussio-nen gemacht. Beispielsweise ist in Südkorea das unbedingte Vertrauen in dieErgebnisse von Finiten Element Berechnungen sehr ausgeprägt, was wirdurchaus 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 nebenunseren Stahlbetonwannen jeglicher Couleur durchaus weitere interessanteBauweisen für unterirdische Bauten im Grundwasser existieren …

5. Was würden Sie jedem deutschen Planer für sein erstes Projektin Süd-Korea raten?Ratschläge zu erteilen steht mir sicherlich nicht zu, da ich die Motivlagedeutscher Planer in Korea nicht insgesamt beurteilen kann. Wir machen diesaus dem gleichen Antrieb heraus, der uns in allen Projekten antreibt:Architektur im jeweiligen regionalen, kulturellen, normativen und technischemKontext umzusetzen. Ein offenes Ohr und ein bisschen Abenteuerlust helfendabei sicherlich auch in Korea. Und um an die vorige Frage anzuknüpfen:Ingenieurverständnis darf zwar niemals interkultureller Kommunikationgeopfert werden, doch ab und an lohnt sich die Bereitschaft zum Zuhörenund Lernen auch für deutsche Planer.In jedem Falle kann ich die Zusammenarbeit mit koreanischen Kollegenim eigenen Büro wärmstens empfehlen, viele kommunikative und auchtechnische Verständnisprobleme treten so gar nicht erst auf – schöne Grüßean dieser Stelle an meinen Kollegen Sungyong Kim!

Schreiben Sie uns oder rufen Sie an,

wenn Sie selbst über interessante

Auslandserfahrungen verfügen und

Lust haben, sie unseren Lesern vor -

zustellen. Tel. (030) 47031-273,

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– SteuernDie Steuersätze liegen zwischen15 und 24%

– interessante Links:www.working-holiday-visum.dewww.visaexpress.dewww.reise-ass.com/korea/einreise-suedkorea/45-einreseformalitaetenwww.reiseanleitung.de/einreisebe stimmungen-fuer-suedkorea

Flip Chart Diskussionen (Foto: Bollinger + Grohmann)

Abendliches Beisammensein (Foto: Bollinger + Grohmann)

Baustelle Busan (Foto: Michael Volk)

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

Baustelle Busan (Foto: Bollinger + Grohmann)

Ernst & Sohn Stellenmarkt · Oktober 2012 aufFachpersonal Niveauho