Beton und Stahlbetonbau 01/2015 free sample copy

Beton- undStahlbetonbau

1110. JahrgangJanuar 2015ISSN 0005-9900A 1740

Alkali-Kieselsäure-Reaktionen: – Vorschädigungen infolge zyklischer Beanspruchungen – Untersuchungen in vorgeschädigten Fahrbahndeckenbetonen– Auswirkungen von Ermüdungsbeanspruchungen auf

Fahrbahndeckenbeton

- Prüfverfahren zur Bestimmung des Säurewiderstands - Karbonatisierungsverhalten nachbehandelter Betone aus klinkerarmen

Zementen- Hochduktiler Beton mit Kurzfaserbewehrung- Mindestnutzhöhen von Stahlbetonplatten - Ingenieurbaupreis 2015

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Zum Titelbild Das Titelbild zeigt die Eisenbahn-überführung Grubentalbrücke auf der Neubau -strecke Ebensfeld – Erfurt, Goldisthal im ThüringerWald. Das Bauwerk wurde beim Ulrich Finster -walder Ingenieurbaupreis (vormals Ernst und SohnIngenieurbaupreis) mit einer Auszeichnung ge -würdigt.Es handelt sich um eine semiintegrale Brücke fürden Hochgewindigkeitsverkehr der Bahn, die mono-lothisch eine Gesamtlänge von 215 m überspannt.Der Entwurf des Ingenieurbüros schlaich berger-mann und partner wurde herausragend in die um-gebende Landschaft eingepasst und ist außerge-wöhnlich filigran. Weitere Einzelheiten zum Projektund zum Ingenieurbaupreis im Beitrag auf den Seiten 65–74. (Foto: schlaich bergermann und partner)

Beton- und Inhalt Stahlbetonbau 1/15

Harald S. Müller1 Editorial: Konstruktionsbeton – Wohin führt der Weg?

FACHTHEMEN

Rolf Breitenbücher2 Alkali-Kieselsäure-Reaktionen in Betonbauteilen

bei gleichzeitiger zyklischer Beanspruchung und externer Alkali-ZufuhrErste Ergebnisse der DFG-Forschergruppe 1498

Robin Przondziono, Jithender Jaswant Timothy, Minh Ngoc Nguyen, Frank Weise, Rolf Breitenbücher, Günter Meschke, Birgit Meng

3 Vorschädigungen in Beton infolge zyklischer Beanspruchungen und deren Auswirkung auf Transportprozesse im Hinblick auf eine schädigende AKR

Colin Giebson, Katja Voland, Horst-Michael Ludwig, Birgit Meng13 Untersuchungen zur Alkali-Kieselsäure-Reaktion

in vorgeschädigten Fahrbahndeckenbetonen

Frank Weise, Andreas Wiedmann, Katja Voland, Engin Kotan, Karsten Ehrig,Harald S. Müller

22 Auswirkungen von Ermüdungsbeanspruchungen auf Struktur und Eigenschaften von Fahrbahndeckenbeton

Andreas König, Frank Dehn34 Prüfverfahren zur Bestimmung des Säurewiderstands von Betonen

Stefan Hainer, Tilo Proske, Carl-Alexander Graubner41 Einfluss der Nachbehandlung auf das Karbonatisierungsverhalten

von Beton aus klinkerarmen Zementen

Viktor Mechtcherine50 Hochduktiler Beton mit Kurzfaserbewehrung

Baustoffliche Grundlagen und bautechnische Anwendungen

BERICHTE

Wolf Jeromin59 Mindestnutzhöhen von Stahlbetonplatten für I/250 und I/500

65 Ulrich Finsterwalder Ingenieurbaupreis 2015

75 BETON- UND STAHLBETONBAU aktuell78 VERANSTALTUNGSKALENDER

Produkte & ProjekteA4 Planen und Bauen mit Betonfertigteilen

A18 Aktuell

110. JahrgangJanuar 2015, 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 2013: 0,354

www.ernst-und-sohn.de/beton-und-stahlbetonbau

http://wileyonlinelibrary.com/journal/best

A4 Beton- und Stahlbetonbau 110 (2015), Heft 1

59. BETONTAGE

Betone der Zukunft im Fokus der 59. BetonTage

Unter dem Motto „Betone der Zukunft“ trifft sich die Betonfer-tigteilbranche vom 24. bis 26. Februar 2015 auf den BetonTagenin Neu-Ulm. Ein dreitägiges Fachprogramm, rund 90 namhafteReferenten, 13 Podien sowie 160 Aussteller aus der Zuliefer-,Maschinen- und Softwareindustrie erwarten die Besucher.Wichtige Impulse geben die Plenarveranstaltungen und pro-

duktspezifischen Podien, die über aktuelle branchenrelevanteEntwicklungen im Bereich der Normung, der Betontechnologieund der Herstellungsverfahren informieren. Das Themenspek-trum deckt alle relevanten Segmente der vorgefertigten Beton-bauteile ab.

Dienstag, 24. Februar 2015

09:00 – 12:00 PLENUM 1Eröffnungsvorträge

12:00 – 14:00 Mittagpause

14:00 – 15:30 PODIUM 1Von der Forschung zur Praxis

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 1Von der Forschung zur Praxis

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 – 10:30 PLENUM 2Nachhaltige Lösungen


11:00 – 12:00 PLENUM 2Nachhaltige Lösungen


14:00 – 15:30 PODIUM 5Anwendungsgerechte Forschung

für Beton

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

Innovative technische Lösungen

14:00 – 15:30 PODIUM 7Leichtbeton

14:00 – 15:30 PODIUM 8Betonwerkstein

15:30 –16:00 Kaffeepause

16:00 – 17:15 PODIUM 5Anwendungsgerechte Forschung

für Beton

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

Innovative technische Lösungen

16:00 – 17:15 PODIUM 7Leichtbeton

16:00 – 17:15 PODIUM 8Betonwerkstein

17:15 – 18:00 Besonderer BeitragEnergie statt Stress – Viel arbeiten

und trotzdem gut leben!

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


10:30 – 12:00 PODIUM 11Rohrleitungsbau und Entwässerungstechnik

11:30 – 13:00 PODIUM 9 + 10Potenziale der Betonbauteile

von morgen


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

14:15 – 17:00 PODIUM 9Potenziale der Betonbauteile

von morgen

14:15 – 17:00 PODIUM 10Beton in der Tragwerksplanung

13:30 – 17:00 PODIUM 11Rohrleitungsbau und Entwässerungstechnik

14:00 – 17:00 PODIUM 12Kleinkläranlagen

Mittwoch, 25. Februar 2015 Donnerstag, 26. Februar 2015

Beton- und Stahlbetonbau 110 (2015), Heft 1 A5

59. BETONTAGE

26. Februar 2015Tag der Marktpartner9:00 Uhr

Architektur – Integrale Prozesse mit Kreativer InnovationUniv.-Prof. Architekt Dipl.-Ing. Christoph M. Achammer, ATP architekten ingenieure, Wien, Österreich (angefragt)

Ingenieurbaukunst – Interdisziplinär, kreativ, innovativDipl.-Ing. Victor Schmitt, SSF Ingenieure, München

11:30 Uhr

Podium 9 + 10

Potenziale der Betonbauteile von morgen Moderation: Prof. Dr.-Ing. Hans-Joachim Walther, Hochschule Karlsruhe

UHPC – Von der Entwicklung zur Anwendung – 3 mm Fassadenplatten, 90° scharfe Kanten, Höchsttemperatur -beständigkeit bis 1600 °C, Säurebeständigkeit, 3-D-Rotations-betonDr.-Ing. Thomas Teichmann, G.tecz engineering, Kassel

Neue Tragwerke – Eine Betonkuppel zum AufblasenProf. Dr.-Ing. Johann Kollegger, TU Wien, Österreich

Smartphone und Tablet in der Stahlbetonbemessung und -konstruktionProf. Dr.-Ing. Peter Mark, Dipl.-Ing. Thomas Putke, Ruhr-Universität Bochum

13:00 MITTAGESSEN

14:15 Uhr

Podium 9

Potenziale der Betonbauteile von morgenModeration: Dr.-Ing. Ulrich Palzer, IAB – Institut für Angewandte Bauforschung Weimar

Kleben von Bauteilen aus FeinkornbetonenJun.-Prof. Dr.-Ing. Christian Kohlmeyer, Dipl.-Ing. Sebastian Oster, TU Kaiserslautern

Innovativer Abstandhalter für TextilbetonProf. Dr.-Ing. Dr.-Ing. E.h. Manfred Curbach, Dipl.-Ing. Tobias Walther, TU Dresden

Praxisgerechte Mindestanforderungen an den Herstellungsprozess von HochleistungsbetonenProf. Dr.-Ing. Harald Beitzel, Institut für Bauverfahrens- und Umwelttechnik (IBU), Trier

UHPC – Ein Hochleistungswerkstoff für filigrane Strukturen mit Anwendungspotenzialen für Industrie- und LabormöbelsystemeDr.-Ing. Ulrich Palzer, Dipl.-Ing. René Tatarin, Dipl.-Ing. Dietmar Wesser, IAB – Institut für Angewandte Bauforschung Weimar

Innovative Perspektiven für Industriebeton: – Sandwichfassade mit Textilbetonvorsatzschale und

Schubgitter aus AR-Glas – Modulbauten/Fertigteilgaragen mit Wand- und Decken-

stärken zwischen 40 und 60 mm – Fußgängerbrücken ohne BetonstahlbewehrungDr.-Ing. Christian Kulas, SOLIDIAN, Albstadt

14:15 Uhr

Podium 10

Beton in der TragwerksplanungModeration: Prof. Dr.-Ing. Hans-Joachim Walther, Hochschule Karlsruhe

Ein neues Planungs-Tool: Risiko-Kennzahlen für die Rissgefahr bei Weißen WannenDipl.-Ing. Karsten Ebeling, ISVP Lohmeyer + Ebeling, Burgdorf

Wasserundurchlässige, tragende und nichttragende Boden-platten in Tiefgaragen – Konzepte und PraxisbeispieleProf. Dipl.-Ing. Claus Flohrer, Hochtief Consult Materials, Mörfelden-Walldorf

Parkdecks – Weiterentwicklung und Änderung der Regelwerke, aktuelle AusführungshinweiseDr.-Ing. Udo Wiens, Deutscher Ausschuss für Stahlbeton, Berlin

Bauen im Bestand – Übergreifungsstöße mit glatten und gerippten BetonstählenProf. Dr.-Ing. Jürgen Schnell, Dipl.-Ing. (FH) Uwe Angnes,M.Eng., TU Kaiserslautern

Wenn der Gutachter irrt: Riss von unten bei Weißer Wanne – Haftungsrückgriff des Bauunternehmens gegen den Gutachter?Dr.-Ing. Jürgen Krell, krell-consult, Hilden

Die neue DIN 4109: Schallschutz im Hochbau – Rechenverfahren, Sicherheitskonzept, PlanungshilfenProf. Dr.-Ing. Peter Lieblang, Fachhochschule Köln

Konstruktiver Fertigteilbau

Dem konstruktiven Fertigteilbau sind wieder zwei Podien ge-widmet. Das Podium Konstruktiver Fertigteilbau 1 zeigt anhandausgewählter Praxisbeispiele die vielfältigen Einsatzmöglich -keiten auf. Dabei geht es auch auf die technischen sowie plane-rischen Herausforderungen ein, zeigt, was es bei Toleranzen zu

berücksichtigen gibt und welche Gestaltungsspielräume für Fer-tigteile in Bezug auf Zertifizierungssysteme für nachhaltigesBauen bestehen.

Mit innovativen technischen Lösungen befasst sich das PodiumKonstruktiver Fertigteilbau 2. So werden die Forschungsergeb-


59. BETONTAGE

nisse zum Einsatz eines thermisch aktivierbaren Betonkellerspräsentiert. Zudem wird über den Stand der Untersuchungenzum Brandverhalten von Spannbeton-Fertigdecken, zum Trag-verhalten von Schleuderbetonstützen aus hochfester Betonstahl-bewehrung und ultra-hochfestem Beton sowie zum Einsatz vonFassaden aus textilbewehrtem Hochleistungsbeton informiert.Auch die Anforderungen zum Ermüdungsnachweis von Ver-bundbauteilen werden erörtert.

Leichtbeton

Das Podium Leichtbeton beleuchtet die Auswirkungen der neuen DIN EN 1520 für vorgefertigte, bewehrte Bauteile aushaufwerksporigem Leichtbeton. Außerdem werden ein neu ent-wickeltes, hochwärmedämmendes, dreischichtiges Leichtbeton-wandelement sowie ein mechanisch begründetes Bemessungs-modell für die Querkrafttragfähigkeit von Verbunddecken vor-gestellt. Vorträge zur neuen Erdbebenzonenkarte und zur Be-messung und Anwendung von Befestigungssystemen fürKonstruktionsleichtbeton ergänzen das Programm.

Straßen-, Landschafts- und Gartenbau

Ein spezielles Podium gibt es wieder für die Hersteller von Pro-dukten für den Straßen-, Landschafts- und Gartenbau. Die Er-gebnisse einer aktuellen Studie zu den Umweltwirkungen vonunterschiedlichen Oberbaukonstruktionen bei Verkehrsflächen,Vorträge zum Einsatz von lärmarmen Betonsteinpflastern undzur Herstellung von Pflastersteinen aus hochfestem Beton ste-hen auf der Agenda. Ebenfalls thematisiert werden die Heraus-forderungen bei der Schwarzfärbung von Betonwaren mit Eisenoxiden oder Kohlenstoffpigmenten sowie juristische Aspekte, beispielsweise zur Hinweispflicht von Herstellern undGala-Bauern bei Werk- und Lieferverträgen.

Rohrleitungsbau und Entwässerungstechnik

Das Podium Rohrleitungsbau und Entwässerungstechnik richtetsich an Hersteller und die öffentliche Hand und beinhaltet Vor-träge zur Qualitätssicherung und Fehlervermeidung bei der Pla-nung im Kanalbau sowie zu den neuen Arbeitsblättern DWA-A-161 und DWA-A-127. Berichtet wird auch über Erfahrungen mitBeton-Verbundelementen als Abwasserbeschleuniger, den Ein-satz von Stahlfaserbeton bei Tübbingen sowie die Anwendungvon selbstreinigenden Schlitzrinnen.

Aktuelles aus der Forschung

Innovationen im Bereich der Betontechnologie stehen im Fokusdes Podiums Von der Forschung zur Praxis. Moderne Betoneaus klinkerreduzierten Zementen, carbonbewehrter Spritzbeton,neue polyfunktionale Imprägnierungen und optimierte Rezeptu-ren für Selbstverdichtenden Beton sind einige Beispiele hierfür.

Neue Einsatzfelder im Bereich alternativer Energien und Kon-zepte zur Einführung von Widerstandsklassen in die zukünftigeBetonnorm werden ebenso präsentiert.

Anwendungsgerechte Forschung für Beton

Das Podium Anwendungsgerechte Forschung für Beton stelltein Schnellprüfverfahren zur Bestimmung des Karbonatisie-rungswiderstandes sowie Konzepte zur Entwicklung und Be -wertung CO2-reduzierter Betone und zur Dauerhaftigkeitsbe-messung von Bauteilen aus neuartigen Betonen vor. Außerdemwird gezeigt, wie die negativen Effekte von Tonmineralien aufPCE-Fließmittel gemildert und die Eigenschaften von Hochleis-tungsbetonen durch eine optimierte Mischtechnik verbessertwerden können. Neue Erkenntnisse und Berechnungsverfahrenzum Kriechen und Schwinden von Ultrahochfestem Beton er-gänzen das Podium.

Potenziale der Betonbauteile von morgen

Was gilt es bei der Herstellung von Hochleistungsbetonen zubeachten, welche neuen Einsatzfelder ergeben sich für Bauteileaus innovativen Betonen und welche Fugengeometrie ist in die-sem Falle optimal? Dies sind einige der Fragen, mit denen sichdas Podium Potenziale der Betonbauteile von morgen befasst.Gezeigt wird auch, wie durch ein neues Verfahren freigeformteBetonschalen wirtschaftlicher gebaut werden können und wieinnovative Abstandhalter die Herstellung von Textilbeton imGießverfahren erleichtern. Außerdem wird eine App zur Stahl-betonbemessung mit dem Smartphone oder Tablet vorgestellt.

Beton in der Tragwerksplanung

Das Podium Beton in der Tragwerksplanung greift u. a. das The-ma „Weiße Wanne“ auf. Dabei wird ein Schadensfall diskutiertund ein Planungstool zur Ermittlung von Risikokennzahlen fürdie Rissgefahr vorgestellt. Praktische Hilfestellung gibt es zurAusführung von Parkdecks und wasserundurchlässigen, tragen-den und nichttragenden Bodenplatten in Tiefgaragen. Eingegan-gen wird auch auf die neue DIN 4109 Schallschutz im Hoch-bau.

Wirtschaft und Recht

Das Podium Wirtschaft und Recht behandelt rechtliche undwirtschaftliche Aspekte aus dem betrieblichen Alltag, beispiels-weise zu Werksverträgen, zu Klauseln im Subunternehmerver-trag oder zu den juristischen Anforderungen bei der Planungund Ausführung. Auch der Nutzen von Energiemanagement -systemen in der Betonindustrie sowie kartellrechtliche Aspektewerden erörtert.

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Sicherheit ist berechenbar:

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REBAR-FIX: Zur Bemessung von nachträglichen Bewehrungsanschlüssen im Stahlbetonbau.

WOOD-FIX: Zur Berechnung von Holzverbindungen und -verstärkungen mit fi scher Schrauben.

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Messe BAU 2015

Halle A1, Stand 32919.01. - 24.01.2015

in München


PLANEN UND BAUEN MIT BETONFERTIGTEILEN

Der Kreis als klare LösungAuch für kleine Kreuzungen kann ein Kreisverkehr Klarheit schaffen– so geschehen in Markt Wendelstein. Da er aus Betonfertigteilenvorgefertigt wurde, konnte er in kurzer Zeit eingebaut werden, redu-zierte damit die Baustellenzeit erheblich und punktet überdies mitlanger Haltbarkeit.

Kleine Kreuzung, viel Verkehr: Markt Wendelstein ist eine frän-kische Gemeinde in direkter Nähe zu Nürnberg. Fast durch dengesamten Ort zieht sich die Sperbersloher Straße mit zahlrei-chen Kreuzungen, es gilt in den meisten Fällen die Rechts-vor-links-Regel – doch die Vorfahrtsregeln waren für die Allgemein-heit nicht eindeutig. Zu Stoßzeiten führte das nicht nur zuStaus, sondern auch zu Blechschäden.

Abhilfe schaffte die Marktgemeinde durch drei Kreisverkehreentlang der Sperbersloher Straße. Der letzte entstand im Som-mer 2013 und wurde aus Beton gefertigt. Dass man mit derPflasterung von Innenringen und Mittelinseln von Kreisverkeh-ren schlechte Erfahrungen gemacht hatte, erklärt die Entschei-dung für den Baustoff Beton. Die Erfahrungen zeigen, dassPflasterungen nur selten den hohen Belastungen standhaltenkönnen. Die Unterhaltskosten sind einfach zu hoch.

Beton als gute Alternative

Denn gegenüber geraden Straßenabschnitten treten in Kreisver-kehren durch Kurvenfahrten und Bremsvorgänge stärkere Rei-bungs- und Schubkräfte auf, die zu Verformungen herkömm -licher Fahrbahnoberflächen führen können. Massiv verbauterund befestigter Beton ist hier eine gute Alternative, da er stabilgegen diese Belastungen ist und die Kräfte ohne jede Verfor-mung der Fahrbahnoberfläche aufnimmt – selbst bei extremenTemperaturen.

Immer mehr Städte und Gemeinden entscheiden sich daher fürdiesen Baustoff, wenn die Ausführung eines neuen oder die Re-paratur eines bestehenden Kreisverkehrs ansteht.

Ein weiterer Vorteil von Beton wurde bei dieser Baumaßnahmeneu genutzt: Zeitersparnis vor Ort durch die Verwendung vonFertigteilen. Die gesamten Arbeiten (Straßenbau sowie Kanalisa-tions-, Wasserleitungs- und Kabelverlegung) mussten weitge-hend in den schulischen Sommerferien durchgeführt werden.

Daher habt man sich für vorproduzierte Fertigteile entschieden.Mit der Ratio Bau GmbH hat ein Unternehmen vor Ort den Zu-schlag erhalten, das zudem mit kurzen Transportwegen punktenkonnte.

Schritt für Schritt zum passgenauen Kreisverkehr

Anfang Juli begann Ratio Bau mit der Produktion der Fertigtei-le. Der Kreisverkehr besteht hauptsächlich aus einem überfahr-baren Innenkreis von neun Metern Durchmesser. Diesen fertig-te man aus vier Einzelteilen: dem runden Innenteil mit 3 mDurchmesser sowie drei weiteren Segmenten. Hinzu kamennoch zwei zusätzliche Elemente für den Übergang zur Straße.Da der Kreis von 43 auf 25 cm konisch ausläuft, an den Stößenund Fugen jedoch keine Höhenunterschiede auftreten sollten,hat man im ersten Schritt den Innenkreis hergestellt und da-nach die einzelnen Schalungssegmente gegen den Innenkreisgebaut. Leerrohre für die später vorgesehenen Edelstahlspann -anker mussten quer durch je zwei bis drei Außenabschnitte lau-fen. Dementsprechend genau mussten die Teile zusammenpas-sen. Zusätzlich wurden an den freien Rändern noch Granitstei-ne eingepasst, mit Ankerstäben eingeklebt und einbetoniert – ei-ne recht aufwändige Arbeit. Jedoch waren auf diese Weise selbstdie Randsteine schon im Vorfeld eingebaut. Schritt für Schrittentstand so passgenau der fertige Kreisverkehr.

Den Beton für die Herstellung lieferte das Werk Wendelsteinder TBG Transportbeton Franken, einer Beteiligung der Heidel-berger Beton GmbH, das in direkter Nachbarschaft zur RatioBau liegt. Für die Rezeptur wurde spezielles Hartgestein inForm von Basalt verwendet. Diese Basaltfraktionen sorgen füreinen hohen Polierwiderstand, einen geringen Oberflächenver-schleiß und damit für eine lange Nutzungsdauer.

Die fertigen Bauteile mussten dann nur noch auf Zuruf zur Bau-stelle gefahren, per Autokran montiert, danach verspannt unddie Fugen vergossen werden. Der Einbau des Innenkreises dau-erte einen, der der Übergänge nur einen halben Tag. ZumSchluss wurde die Fahrbahn per Kugelstrahlverfahren vonSchlämmen gesäubert – und fertig war der Kreisverkehr.

Der kleine Kreisverkehr stößt auf große Akzeptanz bei denMarkt Wendelsteinern – sie genießen den besseren Verkehrs-fluss in ihrer Stadt.

Weitere Informationen:HeidelbergCement AG, Berliner Straße 6, 69120 Heidelberg, Tel. +49 (0)62 21 – 481-0, Fax +49 (0)62 21 – 481-13553, [email protected], www.heidelbergcement.com

sowie:BetonMarketing Deutschland GmbH, Steinhof 39, 40699 Erkrath, Tel. +49 (0)211 – 280 48–1, Fax +49 (0)211 – 280 48–320, [email protected], www.beton.org

BAU 2015: Halle A2, Stand 328

Der Kreisverkehr Ecke Sperbersloher Straße und Querstraße sorgt nun für besseren Verkehrsfluss – und er konnte ohne Abschnitte in die Gemarkung auf der Fläche der alten Kreuzung realisiert werden. Bildquelle: HeidelbergCement/Fuchs

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Aufbereitungsanlage für KalksteineBedingt durch ein Schallschutzgutachten mit der Forderung eines Schalldämm-Maßes von R’w ≤ 45 dB sowie der ForderungDach- und Fassadenbereiche für Revisionsarbeiten einfach demontierbar auszuführen, wurden selbsttragende Leichtbeton -fertigteile von Thermodur mit einem Stahlkonstruktionstragwerkkombiniert.

Der Auftraggeber, die Schaefer Kalk GmbH & Co. KG, steht für hochwertige gebrannte und ungebrannte Kalkprodukte sowie gefällte Calciumcarbonate (PCC) und Werktrocken -mörtel.

Das Unternehmen mit Produktionsstandorten in Finnland,Tschechien, Frankreich, Österreich, China, Malaysia und dreiWerken in Deutschland investiert einen zweistelligen Millionen-betrag in die Aufbereitungs-anlage für Kalksteine amStandort Hahnstätten. Mitdem Neubau der dortigenAufbereitungsanlage wird dieKapa zität ausgebaut. Trotzder erweiterten Kapazitätwerden Umweltbelastungenwie Staub und Lärm sowieder LKW-Transport erheb-lich reduziert.

Zwei Bauabschnitte

Der Neubau der Aufberei-tungsanlage gliedert sich inzwei Bauabschnitte. Im Bauabschnitt 1 wurden einVorbrecher und ein Nach-brecher gebaut. Im Bau -abschnitt 2 wird die Klassier-anlage erstellt.

Im Vorbrecher werden Roh-linge mit bis zu 1 m Kanten-länge in mehreren Schrittenauf eine Kantenlänge von ca.30 cm gebrochen. In derNachbrecheranlage erfolgteine weitere Größen -reduzierung auf eine Kanten-länge von rund 10 cm. In der Klassieranlage werdendie Kalksteine über Sieban -lagen klassiert, anschließendgewaschen und mittels Kamera auf ihre Qualität ge-prüft und per Druckluft sortiert.

Der Transport zu den dreiVerarbeitungsstationen er-folgt über ein geschlossenes,zwischen 800 und 900 m lan-gem, Förderband. Dadurchkommt es zu einer erhebli-chen Reduzierung des inner-betrieblichen Werksverkehrs,

da der Transport mittels LKW von den Förderbändern über-nommen wird.

Die Aufbereitungsanlage ist nach Fertigstellung komplett in dieGebäude integriert, schallisoliert und in sich geschlossen.

Die technischen Einrichtungen wie Brecher, Sieb-, Sortier- undWaschanlagen sind von den Einhausungen entkoppelt, so dassThermodur die Bimsbetonfertigteilelemente mit ihren standardi-sierten Befestigungsdetails zum Anschluss an das Traggerüst ausStahl ausstatten konnte.

Mit den seinerzeit in Runkel beim Werk „Steeden“ gewonnenErfahrungen wird der Schallschutz der neuen Aufbereitungs -anlage in Hahnstätten durch eine komplette Einhausung mitLeichtbetonfertigteilen der Thermodur Wandelemente GmbH& Co. KG erreicht.

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Vorspannen von Fertigteilen



So wurde Thermodur direkt vom Bauherren sowohl für den ersten wie auch den zweiten Bauabschnitt beauftragt die Bims-betonfertigteilelemente für die Fassaden als auch die Dach -flächen herzustellen, zu montieren und zu verfugen.

Erster Bauabschnitt: Vorbrecher und Nachbrecher

Diese Baumaßnahmen wurden Ende 2013 realisiert. Die Fassa-de des Vorbrechers umfasst 505 m² und wurde mit 20 cm di-cken Bimsbetonfassadenelementen von Thermodur ausgeführt.

Die gesamte Dachfläche mit 316 m² gliedert sich in ein Pult-und Satteldach. Die gesamte Dachfläche wurde mit Leicht -betondachplatten als wieder aufnehmbare Dachkonstruktion er-stellt.

Auch der Nachbrecher konnte bedingt durch den hohen Vor -fertigungsgrad bereits im Herbst 2013 fertiggestellt werden.

Zweiter Bauabschnitt die Klassieranlage

Die Einhausung der Klassieranlage war aufgrund ihrer Abmes-sungen der größte Bauabschnitt für den Hersteller.

Ab der Stahlbetonkonstruktion im Sockelbereich der Anlagemontierte man 2.360 m² Fassadenfläche. Die Elementdicke be-trägt einheitlich 20cm.

Die verschiedenen Dachbereiche addieren sich auf eine Ge-samtdachfläche von 1.474 m². Auch hierfür wurden Bimsbeton-fertigteile mit einer Dicke von 20 cm gewählt. Dadurch ist einehomogene Einhausung mit identischen bauphysikalischen Wer-ten gewährleistet.

Zur sicheren Entwässerung der Dachflächen wurden die oberenFassadenabschlüsse als Attika mit Durchdringungen für die Regenfallrohre werkseitig ausgeführt.

Für die Planung und Bauleitung zeichnet R&P Ruffert Inge-nieurgesellschaft mbH, Michael Thorn, verantwortlich.

Weitere Informationen:THERMODUR Wandelemente GmbH & CO. KG, In Metzlerskaul 20, 56567 Neuwied, Tel. +49 (0)26 31 – 97 42-0, Fax +49 (0)26 31 – 97 42-20, [email protected], www.thermodur.de

sowie:

R&P Ruffert Ingenieurgesellschaft mbH, Parkstraße 14–16, 65549 Limburg, Tel. +49 (0)64 31 – 91 43-0, Fax +49 (0)64 31 – 91 43-130, [email protected], www.ruffert-ingenieure.de

Bild 1 Die neue Aufbereitungsanlage besteht aus einem Vorbrecher, einemNachbrecher und der Klassieranlage. Alle Anlagengebäude sinddurch Förderbänder miteinander verbunden.

Bild 2 Ab einer Höhe von 9,10 m beginnt die Stahlkonstruktion die komplettim Fassadenbereich wie den Dächern mit Bimsbetonfertigteil -elementen homogen verkleidet wird.

Bild 3 Direkt vom Transportfahrzeug werden die Bimsbetonfertigteil -elemente zum Montieren an das Traggerüst herangeschwebt undmontiert.

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Betonhohldielen, Stahlverbundstützen und Deltabeam® Verbundträger gekonntkombiniertBeim Bau eines Büro- und Produktionsgebäudes in Kriessern (CH)wurden die Deltabeam® Verbundträger von Peikko, Weiler (AT), mitStahlverbundstützen kombiniert. Ziel war es, 5.000 m² Büroflächeund 18.000 m² Produktionsfläche schnell und mit möglichst wenigBaustellenpersonal zu errichten. Zudem mussten im BürogebäudeSpannweiten von bis zu 16 m stützenfrei überbrückt werden und dieStützen sollten möglichst schlank sein.

Das St. Galler Rheintal mit dem Alpenrhein als trennendemFluss grenzt im Osten an das Bundesland Vorarlberg (Öster-reich) und das Fürstentums Liechtenstein. Das Gebiet erfreutsich großer wirtschaftlicher Stärke, was nicht zuletzt darauf zu-rückzuführen ist, dass es auf die gut ausgebildeten Arbeitskräfteder drei angrenzenden Länder zurückgreifen kann. Mit demBau des 60 Mio. Franken teuren Produktions-und Bürogebäu-des in Kriessern wird der Wirtschaftsstandort zusätzlich ge-stärkt.

Das Gebäude ist auf die Ansprüche der drei großen Unterneh-men abgestimmt, die hier einziehen werden: ein Baggerherstel-ler, ein Hersteller von Digitaldrucksystemen und ein Montage-profi von Schreinerarbeiten. Dementsprechend gliedert sich der180 m lange Bau in zwei Produktionsflügel sowie einen zentra-len Büroturm. Der Haupteingang mit Empfang, Präsentations-/Eventhalle und die Kantine werden von allen Firmen gemein-sam genutzt. Ins Büro ziehen unterschiedliche Unternehmenund Dienstleister ein. Bei der Planung war es dem Architekten

Carlos Martinez aus Berneck (CH) wichtig, eine ansprechendeGebäudegestaltung und große Raumflexibilität zu schaffen. In-folgedessen strebte er schlanke Decken an, deren Lasten vonmöglichst wenigen Stützen abgeleitet werden. Um dies in einerkurzen Bauzeit wirtschaftlich zu realisieren, vertraute er auf ei-ne Kombination von verschiedenen innovativen vorgefertigtenElementen: einem System bestehend aus dem Deltabeam® Ver-bundträger von Peikko, hochwertigen Stahlverbundstützen undHohldielen der Firma Oberndorfer.

Deltabeam® Verbundträger

Der Deltabeam® Verbundträger von Peikko ist ein Auflagersys-tem für Decken. Er besteht aus einem trapezförmig geschweiß-

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



ten Stahlprofil, das seitlich kreisförmige Öffnungen aufweist.Auf seinen verbreiterten Unterflanschen lassen sich unterschied-liche Deckensysteme (z. B. Filigran-, Hohldielen, Verbund- oderHolzdecken) auflagern, wobei sie – anders als bei herkömm -lichen Unterzügen – mit der Deckenunterseite eine durchgehen-de Fläche bilden. Um dem System die endgültige Tragfähigkeitzu verleihen, wird der Deltabeam® Verbundträger nach derMontage ausbetoniert. So wirkt der Träger im Montagezustandals reine Stahl- und nach dem Aushärten des Betons als Ver-bundkonstruktion. Vorteile des Deltabeam®: Die Deckenunter-sicht ist völlig eben. Die sonst so störenden Unterzüge entfallendurch ihn vollständig. Bei dem Objekt in Kriessern entschiedensich die Verantwortlichen für Hohldielen, was zusätzlich denVorzug mit sich brachte, dass die Decke verhältnismäßig leicht

war und sofort nach dem Auflegen der Betonelemente ohne Unterstützung betretbar war.

Stahlverbundstützen

Die Lasten der einzelnen Geschosse werden mithilfe von Stahl-verbundstützen abgeleitet. Sie bestehen aus einem runden oderquadratischen Stahlrohr mit einem innenliegenden, tragendenStahlkern, der zum Brandschutz mit einem Betonmantel zwi-schen Stahlkern und Stahlrohr versehen ist. Den oberen undden unteren Abschluss bilden jeweils eine Kopf- und Fußplatteaus Stahl. Die Fußplatte ist mit einem Dorn ausgestattet, derdem Baustellenteam dazu dient, die Pendelstütze in der Ge-schossdecke zu positionieren. Zwischen Fußplatte und Beton -decke lassen die Bauarbeiter nach dem Versetzen der Stütze je-weils einen ca. 2 cm dicken Spalt offen, der später mit hoch -festem Fließmörtel zur definitiven Fixierung der lotrechten Posi-tionierung der Stütze aufgefüllt wird.

Neue Systemlösung

Um den Deltabeam® Verbundträger und die Stahlverbundstüt-zen miteinander kombinieren zu können, wurden die üblichenAnschluss-Details leicht modifiziert. So ließen sich die Elementewie bei einem Baukastensystem mühelos miteinander verbin-den. Dank dieser gut durchdachten Elementkombination konn-ten die Verantwortlichen die enorme stützenfreie Spannweitevon 16 m erreichen. Dabei waren für den Bau der einzelnenStockwerke lediglich fünfzehn Arbeitstage erforderlich, was imVergleich zur herkömmlichen Bauweise eine enorme Zeiter-sparnis bedeutet. Und: Die Montagearbeiten konnten von einemTeam durchgeführt werden, das aus drei bis fünf Personen be-stand! Insgesamt wurden in Kriessern 162 Stahlverbundstützen5.000 m² Hohldielendecke und 588 m Deltabeam® verbaut. DieHersteller dieser Bauelemente arbeiteten dabei zum ersten Malmiteinander, die Abstimmung und Arbeitsvorbereitung funktio-nierte hervorragend. So konnten die Beteiligten das sechsstöcki-ge Objekt in der geplanten Zeit errichten. Eine Produktkombi-nation, von der alle Beteiligten überzeugt sind.

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


Bild 2 Mit der Systemkombination konnten bis zu 16 Meter stützenfrei über-spannt werden

Bild 3 Regeldetail eines Verbandträgers in Kombination mit einer Ver-bundstütze

Bild 4 Das Gebäude in vollendetem Zustand (Animation)

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Guter Rat bei schadhaften BetonbauteilenRisse, Abplatzungen und Rostfahnen sind ernst zu nehmende An-haltspunkte, dass mit einem Betonbauteil etwas nicht stimmt. Fürden Fall der Fälle bietet das auf Betonschutz und -sanierung spezia-lisierte Beratungs- und Entwicklungsunternehmen Sinnotec Innova-tion Consulting seit Mitte Oktober eine Sofort-Auskunft per Hotlinean. Immobilienverwalter, Gebäudeeigentümer, Architekten, Bau -unternehmen, Bautenschutz- und Handwerksbetriebe können sichunter Tel. +49 (0) 61 27/9 16 03 74 professionell beraten lassen, wieam besten vorzugehen und worauf zu achten ist. Die Erstauskunft istunentgeltlich; für jeden Anrufer fallen lediglich die Telefongebüh-ren seines eigenen Netzbetreibers an.

Beton ist längst nicht gleich Beton. So universell, wie es beioberflächlicher Betrachtung scheint, ist der vermeintliche All-zweckbaustoff nicht. Es kommt in jedem Einzelfall drauf an,dass die Formulierung den standort-, belastungs- und bedarfs-spezifischen Erfordernissen entspricht. Sonst sind vorzeitigerVerschleiß und substanzielle Schäden vorprogrammiert. Was imSchadensfall zu tun ist: Die Ursache ist gründlich zu ermitteln,bevor man sich ans Instandsetzen bzw. Verfüllen, Schleifen undVersiegeln von Rissen und Ausbruchstellen macht. Diese Aufga-be sollte man unbedingt einem Fachmann überlassen, der sichmit dem Baustoff Beton und bauwerkstypischen Bauteilanforde-rungen sehr gut auskennt.

Um ein möglichst konkretes Zustandsbild zu gewinnen, wirdzumeist eine Begehung des Objekts mit eingehender Bestands-aufnahme erforderlich sein. Auf dieser Basis lässt sich dann einSanierungsplan für das geschädigte Bauteil oder Bauwerk erstel-len, der einer Verschlimmerung des Schadensausmaßes nach-haltig entgegenwirkt und Wege zur vollständigen und dauerhaf-ten Instandsetzung weist.

Praxisbeispiel Hallenbad

Böden in Feuchträumen, etwa im Bereich der Umkleidekabinenöffentlicher Hallenbäder, brauchen ein erhöhtes Maß an Auf-merksamkeit, weil dort bisweilen stark geheizt wird und ständigirgendwo Wasser steht. Badegäste, die frisch vom Schwimmenkommen, können oftmals gar nicht anders, als Wasserpfützenzu hinterlassen. Zu allem Überfluss befinden sich darin auchChlorid-Ionen und andere Salze, die Betonbauteile angreifenund schädigen können. Im Herbst und Winter resultiert darausein regelrechtes Treibhausklima, das fast zwangsläufig Konden-satablagerungen auf kühlen Betonoberflächen mit sich bringt.Eine erhöhte Dichtheit dieser Betonbauteile muss gegeben sein,um substanziellen Schäden vorzubeugen. Der Einsatz bedarfs-spezifisch abgestimmter silikatischer Sinnotec-Produkte bietetsich hierfür an.

Das Ergebnis kann sich sehen lassen, wie aus einer aktuellenUntersuchung der Stadtentwässerung Frankfurt am Main her-vorgeht. Bei der Instandsetzung und Veredelung des Betonbo-dens in einem Frankfurter Hallenbad kamen Sinnotec-Produktezur Anwendung. Dadurch verbesserte sich die Druckfestigkeitdes Betonbodens um 20 % (!) von 40 auf 48 N/mm2. Außerdemsank die Wasseraufnahme auf 0, was einer absolut wasserdich-ten Oberfläche entspricht. Da sich durch die Behandlung mitSinnotec-Produkten nachweislich kein Wasser im Bauteil befin-det, wird Mikroorganismen die Lebensgrundlage entzogen. Oh-ne Zusatz von Bioziden schafft Sinnotec somit die Vorausset-zungen für einwandfreie Hygiene im öffentlichen Schwimmbad-bereich und gibt dem gefürchteten Fußpilz keine Chance.

Ist StahlgleichStahl?

Vertrieb durch:J&P-Bautechnik Vertriebs GmbHNobelstraße 51 D-12057 BerlinPostfach 44 05 49 D-12005 BerlinInternet www.jp-bautechnik.de

Pfeifer Seil- und Hebetechnik GmbHDr.-Karl-Lenz-Str. 66 D-87700 MemmingenTelefon +49 (0) 83 31-937-290Telefax +49 (0) 83 31-937-342E-Mail [email protected] www.pfeifer.de

Wir bei PFEIFER-Bautechnik haben es uns zum Ziel gesetzt, auch beim Material höchste Maßstäbe zu erfüllen. Damit unsere Produkte allerelevanten Sicherheits- und Qualitätskriterien erfüllen, lassen wir dieseteilweise speziell definierten Materialien in der Entwicklungs- undProduktionsphase ständig durch interne und externe Kontrollen über-wachen – können Ihnen das andere Lieferanten auch garantieren?

• Durchführung materialqualifizierender Prüfungen: chemische Analysen zur Materialidentifizierung, Kerbschlagbiegeversuche, Härteprüfungen, Rissprüfungen, Zugprüfungen (bis 600 t)

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Aggressive Reiniger greifen Beton an

In öffentlichen Einrichtungen wie Hallenbädern machen nebenFeuchtigkeit, Schmutz und mechanischem Verschleiß auch kon-zentrierte Reiniger und Desinfektionsmittel den Betonbauteilenschwer zu schaffen. Mikroskopisch kleine Risse in der Oberflä-che reichen dann schon aus, um die chemischen Substanzenpeu à peu weiter vordringen zu lassen. Die Folge ist, dass sichimmer tiefere Risse bilden und Teile aus der Betonüberdeckungausbrechen können (Frost-Tau-Abplatzungen). Der Verfallspro-zess setzt sich fort, bis irgendwann die Stahlarmierung erreichtist. Dass die oft ungeschützte metallische Struktur unter Einwir-kung von Feuchtigkeit und sauren Reinigern korrodiert und da-durch immer mehr an Stabilität verliert, liegt in der Natur derSache.

Dagegen hilft, Betonbauteile zum frühestmöglichen Zeitpunktmit bedarfsspezifisch abgestimmten Sinnotec Instandsetzungs-produkten fachgerecht zu schützen und abzudichten. SinnodurWaterproofing und Sinnodur Concrete W3 Plus zum Beispiel

haben sich schon bei der Betoninstandsetzung am weltberühm-ten Sydney Opera House bewährt.

Silikatische Sanierung bietet Schutz

Sinnotec entwickelt und vertreibt Baustoffe zur Betoninstand-setzung und -sanierung, die auf der innovativen Silikat-Techno-logie basieren. Anwendungsgebiete sind z. B. Industrieböden imInnen- und Außenbereich, Hallenböden, Estriche, Abwasser -kanäle aus Beton, Klärbecken, Betonwände und -decken, Beton-fertigteile usw. Mit der innovativen Sinnotec-Silikat-Technologielassen sich Betone und Betonbauteile sorten- und bedarfsspezi-fisch optimieren.

Breites Anwendungsspektrum

Bei Einsätzen im Tunnel-, Wasserstraßen-, Kanalbau- undUHPC-Segment sorgen Sinnotec-Produkte auf Silikatbasis fürdie erforderliche Stabilität sowie dauerhaft für Salz-, Abwasser-und Chemikalienbeständigkeit. Betonwaren, Rohre, Schächteund Betonfertigteile sind durch Nutzung der Silikattechnologieausblühungsfrei und säurebeständig zu gestalten sowie mitleicht zu reinigenden Oberflächen auszustatten. Die Chemie-und Lebensmittelindustrie lässt Sinnotec von hochbeständigenBoden-, Wand- und anderweitigen Flächenbeschichtungen profi-tieren, während im Abwasserbereich spezielle Formulierungenzur sicheren Abdichtung, nachhaltigen Reprofilierung sowie alshydrophobe öl- und säureresistente Beschichtung sowie als Fu-genfüller dienen. Der Brücken-, Wasser-, Rohr- und Schiffbau,der auf hochwirksamen Korrosionsschutz ganz besonders ange-wiesen ist, kann sich mit Sinnotec auf maximale Sicherheit vorvorzeitigem Materialverschleiß im Neubau wie auch bei späte-ren Instandsetzungen ebenso verlassen wie auf eine lange Funk-tionsdauer der zugrundeliegenden Sinnotec Silikat-Technologie.

Weitere Informationen:Sinnotec Innovation Consulting GmbH, Schäferweg 8, 65207 Wiesbaden, Tel. +49 (0)61 27 – 91 60-374, [email protected], www.sinnotec.eu, www.hightechmaterials.de

Bild 1 Das Sydney Opera House ist ein Beispiel für dieweltweiten Referenzen für den erfolgreichen Einsatzvon Sinnotec-Produkten.

Bild 2 Sanierter Sockel: An dem weltberühmten Konzerthaus galt es fürSinnotec, auf die Stahlbeton-Fertigteile einen dauerhaften Korro -sionsschutz gegen saure Reiniger und Salzwasser aufzubringen. DasVorhaben gelang, die Betreiber des Sydney Opera House sind vonSinnotec begeistert.

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Neugefasstes Berichtsheft 6 zur Fugenausbildung bewehrterPorenbetonbauteileMit dem neugefassten Berichtsheft 6 informiert der BundesverbandPorenbeton über die fach- und materialgerechte Verarbeitung vonbewehrten Porenbetonbauteilen mit einem Fokus auf die entspre-chende Fugenausbildung.

Vorrangig wurden Anforderungen an die zu verwendendenDichtstoffe und die damit zu erfüllenden Qualitätskriterien an-gepasst. Berücksichtigt wurden u. a. ...

– übliche Fugenarten und -dimensionierung,– konstruktive Ausbildungen der Fugenabdichtungen und

spritzbaren Dichtstoffe,– spezifisches Formänderungsverhalten von Porenbeton bei

Temperatureinwirkungen sowie– die Vertikalfugenbreite zwischen liegend angeordneten Poren-

beton-Wandplatten unter Einbeziehung bautechnischer undbauphysikalischer Gegebenheiten.

Unverändert ist die bei Bemessung der Fugenbreite und allesnur konstruktiver Ausbildung der Fugen; hier wurden lediglichkleinere redaktionelle Anpassungen in den Bezeichnungen vor-genommen. Bauplaner und -ausführende finden im Berichtsheft6 Berechnungsgrundlagen, Tabellen und Untersuchungsergeb-nisse für nahezu alle Praxisfälle. Für Sonderfälle mit Abwei-chungen in der Fugenbeanspruchung und damit geändertenFugendicht stoffen empfiehlt der Bundesverband, die Herstellervon Porenbeton zu Rate zu ziehen.

Weitere Informationen:Bundesverband Porenbetonindustrie e.V., Kochstraße 6–7, 10969 Berlin, Tel. +49 (0)30 – 25 92 82 14, Fax +49 (0)30 – 25 92 82 64, [email protected], www.bv-porenbeton.de

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

DIBt verlängert die BRESPA® – Zulassung

Pünktlich zum 30. November 2014 liegt DW SYSTEMBAU GMBH dieneue Zulassungsverlängerung für die BRESPA®-Decken vor. DasDeutsche Institut für Bautechnik (DIBt) in Berlin hat damit die Gül-tigkeit der Zulassung ohne nennenswerte Änderungen um weitere5 Jahre bis zum 1.12.2019 anerkannt.

In einer Stellungnahme zeigte sich der zuständige Leiter für Pro-dukt- und Prozessentwicklung, Dipl.-Ing. Hermann Benhöfer,erfreut über die fristgerechte Zustellung durch das DIBt: „Jetztsind alle Deckentypen in einer Zulassung zusammengefasst. Dasvereinfacht für alle Beteiligten den Umgang mit Spannbeton-Fertigdecken. Unser Kunden haben nun weiterhin uneinge-schränkte Planungssicherheit beim Einsatz von BRESPA®-De-cken und die entscheidenden Produktvorteile, nämlich die gro-ßen Stützweiten von bis zu 18 m in Verbindung mit der hohenTragfähigkeit bei einem äußerst geringen Eigengewicht, bleibenunverändert erhalten.“

Weitere Informationen:DW Systembau GmbH, Stockholmer Str. 1, 29640 Schneverdingen, Tel. +49 (0)51 93 – 85-0, Fax +49 (0)51 93 – 85-911, [email protected], www.dw-systembau.de



Stützwände aus HochleistungsbetonKein Landwirt denkt beim Füttern seines Viehs auch nur einen Moment an das Labor von Bosch Beton. Doch ist es das Labor, dasdie Grundlage für die Qualität der Stützwände bildet. Die Betontech-niker von Bosch Beton konnten die Betonmischung dieser Stütz-wände noch weiter optimieren. Dadurch sind sie nun noch wenigersäureempfindlich.

Unter Raufutter scheinen die Stützwände nicht viel zu leiden.Dennoch ist der Beton nach einigen Jahren nicht mehr wie neu.Die im Futter enthaltene Säure greift den Beton an. „Vor allemMaissäfte sind mit einem pH-Wert von ungefähr 4 sehr sauer,“so Brand Jan van den Bosch von Bosch Beton. „Wir arbeitenschon seit Jahren an der Optimierung der Betonmischungen. Ei-ne Festigkeit von C53/65 war bis vor Kurzem die maximal er-reichbare Qualität. Aber jetzt haben wir Beton mit einer Festig-keit von C60/75 entwickelt.“ Das sei – so der Sprecher des Un-ternehmens – auf dem Markt ein absolutes Unikum.

Hochleistungsbeton

Die neue Betonmischung enthält eine ausgeklügelte Mischungvon feinen Zusatzstoffen. Mit einer Festigkeit von C60/75 fälltsie in die Kategorie „Hochfestbeton“. Für Stützwände ist daskein überflüssiger Luxus. „Der Beton garantiert nicht nur einestarke Konstruktion, er hat auch eine sehr feine und dichteStruktur. Dadurch dringen die Säuren kaum in die Wand ein.Die Lebensdauer der Stützwand wird erheblich verlängert.Nicht ohne Grund bieten wir jetzt eine Garantie von 20 Jahren!Soweit wir wissen, sind wir die Einzigen in Europa, die eine der-artige Qualität und Garantie bieten.“

Im vergangenen Jahr hat Bosch Beton hinter den Kulissen ander Entwicklung und Gewährleistung der neuen Betonqualitätgearbeitet. Im November 2011 hat Bosch Beton dann das neueKOMO-Zertifikat erhalten.

Einführung des Eurocodes

Die Eurocodes sind europäische Normen zur Bemessung der Si-cherheit tragender Baukonstruktionen. Alle in den vergangenenJahren erlangten Kenntnisse fließen in diese Codes ein, um einestabile Konstruktion gewährleisten zu können.

Die Regeln für die Bewehrung von Betonkonstruktionen werdenungefähr alle 20 Jahre überarbeitet. Im Jahr 2012 wurde der Eu-rocode eingeführt. Um die neuen Entwicklungen zu berücksich-tigen. So werden die Festigkeitsklassen von Beton immer höherund es werden immer mehr Anforderungen an die Lokalisierungund Detaillierung der Bewehrung gestellt. Sicherheitsfaktorenwurden angepasst, Werkstofffaktoren wurden geändert.

Beim Kauf von Stützwänden ist es äußerst wichtig, dass man dietechnischen Daten des Produkts kennt. Bei der Konstruktionund Herstellung allerer Stützwände des Unternehmens wurdeder EC angewendet. U. a. darum gewährt der Hersteller bis zu20 Jahre Bruchgarantie auf seine Stützwände.

Es ist von ausschlaggebender Bedeutung, dass die Stützwand ge-nügend Bewehrung enthält. Menge und Detaillierung der Be-wehrung werden von den Konstrukteuren exakt auf die Belas-tung der Stützwände in der Praxis abgestimmt. Dafür hat BoschBeton eine Druckprüfmaschine zum Testen der Festigkeit derStützwände entwickelt.

Weitere Informationen:Bosch Beton GmbH & Co. KG, Siemensstraße 31, 47533 Kleve (DL), Tel. +49 (0)28 21 – 978 37 40, Fax +49 (0)28 21 – 978 37 39, [email protected], www.boschbeton.de

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Sie wünschen Sonderdrucke von einzelnen Artikeln aus einer Zeitschrift unseres Verlages?Bitte wenden Sie sich an: Janette SeifertVerlag Ernst & SohnRotherstraße 21, 10245 BerlinTel +49(0)30 47031-292Fax +49(0)30 47031-230E-Mail [email protected]

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Mit einer Festigkeit von C60/75 fallen die Stützwände von Bosch Beton in dieKategorie „Hochfestbeton“, wodurch die Lebensdauer der Stützwand erheb-lich verlängert wird.

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Wegweisende Innovation von Peikko aufder BAU 2015: TENLOC Elementverbinderfür Fertigbauteile

Peikko, skandinavischer Marktführer für Verbundträgersysteme, Be-wehrungs- und Verbindungstechnik im Stahlbetonbau, präsentiertauf der BAU 2015 vom 19. bis 24. Januar in München erstmals seineNeuentwicklung TENLOC Elementverbinder. Die patentierte, sichereSchnellverbindung funktioniert so einfach wie ein Türschloss undwurde speziell für eine zügige konstruktive Verbindung von Fertig-bauteilen aus Beton entwickelt.

„Die Funktionsweise von TENLOC ist einzigartig“, erklärt PetriSuur-Askola, Produktmanager für den TENLOC Elementverbin-der. „Während die Montage mit klassischen Verbindungsschlau-fen bisher relativ zeitaufwändig ist, gelingt das Verbinden derBauteile mit dem TENLOC Elementverbinder innerhalb einerMinute.“ Der TENLOC Elementverbinder ermöglicht eine Ver-


bindung der Wände von innen sowie entscheidende Einsparun-gen von Zeit, Personal und Materialbedarf.

Peikko hat den TENLOC Elementverbinder für vertikale Fugenzwischen vorgefertigten Wandelementen aus Stahlbeton opti-miert. Zusätzlich wird TENLOC für Verbindungen zwischen di-versen Fertigteilelementen wie Decken, Dachplatten und Stüt-zen einsetzbar sein.

Der TENLOC Elementverbinder ist komplett vorbereitet undbeinhaltet die erforderlichen Aussparungskörper und Beweh-rungsbügel. Das System wird im Fertigteilwerk einfach an dengewünschten Verbindungsstellen an der Schalung der Betonfer-tigteile bündig fixiert. Anschließende Nacharbeiten entfallengänzlich. Sind die Fertigteile auf der Baustelle in Position ge-

bracht, können die Montagemitarbeiter die Verbindung inner-halb weniger Sekunden schließen und kraftschlüssig spannen.

Vor der Markteinführung hat Peikko den TENLOC Elementver-binder umfassend getestet, unter anderem in Zusammenarbeitmit der xebex GmbH, einem der führenden deutschen Anbietervon Betonfertigteilen für den Hochbau.

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

Erleben Sie unseren neuen Markenauftritt. Erfahren Sie, was wir für Sie tun können und wie wir täglich daran arbeiten gemeinsam mit Ihnen voranzukommen. Besuchen Sie uns auf der BAU 2015 in München vom 19. bis 24.01.2015 in Halle A1, Stand 425 und 408 sowie auf den 59. BetonTagen in Ulm vom 24. bis 26.02.2015, Stand 92.

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Bild 1 Stand von Peikko auf der BAU 2015 in Halle A3, Stand 538: Lösungenfür Stahlbetonfertigteile und Verbundträgersysteme

Bild 2 Fertigteilwand mit dem TENLOC Elementverbinder

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AKTUELL

Abgestimmte Lehrgänge für sachkundigePlaner und Baustellenfachpersonal in derBetoninstandhaltung von Kläranlagen undabwassertechnischen Anlagen

Im Vorfeld der beiden neu entwickelten Lehrgänge zum Thema„Schutz und Instandhaltung von Betonbauteilen in Kläranlagen undabwassertechnischen Anlagen“ standen mehr als ein Jahr Planungsowie viele konstruktive Gespräche.

Die Bildungszentren des Baugewerbes e.V. (BZB) haben mitUnterstützung der Gütegemeinschaft Instandhaltung von Beton-bauwerken e.V. (GUEP) die Problematik fehlender Lehrgängeaufgegriffen und mit Unterstützung von Abwasserverbänden,Prüfanstalten, Materialherstellern und ausführenden Unterneh-men ein ganzheitliches Weiterbildungskonzept in diesem Be-reich entwickelt.

„Besonders wichtig für den Projekterfolg ist, dass alle an der Instandhaltung abwassertechnischer Bauwerke Beteiligten aufAugenhöhe miteinander sprechen können. Da dies für die Qua-litätssteigerung bei Planung und Ausführung der Instandhaltungist, unterstützen wir diese Veranstaltung auch als Gütegemein-schaft der Planer“, so GUEP-Vorsitzender Dr.-Ing. Michael Fiebrich.

Systematische Weiterbildung für spezielle Einsatzgebiete

Weiterbildungen im Bereich der Betoninstandhaltung sind inDeutschland sowohl für Planer als auch für Baustellenfachper-sonal erfolgreich etabliert. Ein Blick auf die unterschiedlich amMarkt angebotenen Lehrgänge, wie z. B. Zertifizierter Sachkun-diger Planer“ oder „SIVV-Schein“ zeigt, dass der Schwerpunktder Lehrgangsinhalte auf dem konventionellen Hoch- und Inge-nieurbaubereich liegt. Bei speziellen Einsatzgebieten, wie der Instandhaltung von abwassertechnischen Anlagen und Kläran-

lagen fehlte bisher eine syste-matische Weiterbildung. DieLehrgänge werden zukünftigdazu beitragen, Fehler in Pla-nung und Ausführung umge-setzter Instandhaltungsmaß-nahmen zu vermeiden.

Vom 29.10. bis 30.10. undvom 12.11. bis 13.11.2014startete zum ersten Mal derLehrgang „Sachkundiger Pla-ner in der Betoninstandhal-tung abwassertechnischer An-lagen“ in zwei Modulen. DerLehrgang begann mit einemHighlight: Von Krefeld aushat der erste Veranstaltungs-tag auf der Kläranlage im‚Schulungsinstitut für Mem-

brantechnik in der Abwasserreinigung‘ in Neunkirchen-Seel-scheid stattgefunden. Der Aggerverband bot ideale Möglichkei-ten der praxisnahen Darstellung des Aufbaus und der Funktionsowie der Exposition und der Schadenserscheinungsformen ei-nes Abwasserbauwerks. Die hohe Teilnehmerzahl mit 21 An-meldungen bestätigte den Bedarf und führte das Seminar gleichbeim ersten Mal zum Erfolg:

Interessanter Teilnehmer-Mix

Das Lehrgangsangebot wurde aufgrund der speziellen Anforde-rungen bei der Planung und Ausführung von Instandhaltungs-maßnahmen für Schutz und Instandsetzung von Betonflächenin Kläranlagen und sonstigen abwassertechnischen Anlagenkonzipiert. Es wurde entwickelt für die ‚Sachkundigen Planer‘wie auch die ‚Qualifizierten Führungskräfte‘ auf ausführenderSeite und – last but not least – spricht der Lehrgang die Abwas-serverbände bzw. Anlagenbetreiber als Auftraggebervertreter an.

Im Zentrum für Abwasser- und Kanaltechnik (ZAK) im BZBWesel startete fast zeitgleich das praxisorientierte Seminar „Ge-prüfte Fachkraft für Schutz und Instandsetzung von Kläranla-gen und abwassertechnischen Anlagen in Anlehnung an dasDWA Merkblatt M-211“. Die lange Bezeichnung des Lehrgan-ges passt zu der Vielzahl der Themen, die in dem einwöchigenSeminar vermittelt wurden. Besonders erfreulich war bei demersten Fachkraftlehrgang auch der interessante Mix der Teilneh-mer. Das Seminar wurde nicht nur durch Baustellenpersonalvon ausführenden Unternehmern, sondern auch durch Mitarbei-ter von Abwasserverbänden sowie Anwendungstechniker vonProduktherstellern besucht. Damit wurde ein Lehrgangsziel, dieNetzwerkbildung und der aktive Erfahrungsaustausch zwischenTeilnehmern erfolgreich erreicht.

Eine weitere Besonderheit des durchgeführten Fachkräftlehr-gangs war, dass etwa die Hälfte des Unterrichtes in der Praxisstattgefunden hat. Die Teilnehmer mussten selbstständig ver-schiedene Instandsetzungsthemen, wie Bauwerksdiagnose, Un-tergrundvorbereitung, Betoninstandsetzung, Oberflächenschutzsowie Fugen und Anschlussdetails, an unterschiedlichen Werk-stücken umsetzen. Praxiserfahrende Referenten und Anwen-dungstechniker standen während der Übungen für Fragen bereitund gaben bei Bedarf Hilfestellung.

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Praxistrainings „Untergrundvorbereitung – Betoninstandsetzung – Anschluss-details“

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AKTUELL

Der Mix aus Theorie, vorgetragen durchneutrale Referenten wie z. B. Prof. Dr.-Ing. Rainer Auberg oder Prof. Dr.-Ing.Peer Heine, sowie praxisunterstütztdurch verschiedene Produkthersteller,u. a. Sto, Remmers, Sika, Buchen, CePe,Denso wurde durch die Teilnehmer sehrgut bewertet.

Beide Lehrgänge, Fachkraft und Sach-kundiger Planer, sollen den Beteiligtenbei der Instandhaltung von Kläranlagenund abwassertechnischen Anlagen mehrSicherheit geben und die Qualität bei derUmsetzung der Projekte verbessern. Einwichtiges Ziel ist die Etablierung derQualifikation „Geprüfte Fachkraft“ inentsprechenden Ausschreibungen. Betrei-ber und Planer haben so ein Bewertungs-kriterium bei der Auswahl geeigneterAusführungsfirmen. Die Unternehmenmit ausgebildeten Fachkräften könnensich so besser im Markt abgrenzen undhaben nicht nur einen nachhaltigenWettbewerbsvorteil, sondern reduzierenauch das Risiko von Reklamationen.

Die nächsten fünftägigen Lehrgänge zur„Geprüften Fachkraft für Schutz und In-standhaltung von Kläranlagen und ab-wassertechnischen Anlagen in Anleh-nung an das DWA-Merkblatt M 211 fin-den vom 23.02. bis 27.022015 und vom20.04. bis 24.04.2015 in Wesel statt.

Der nächste insgesamt viertägige Lehr-gang „Instandhaltung von Betonbau -werken in abwassertechnischen Anlagenfür den Sachkundigen Planer/die Qualifi-zierte Führungskraft“ findet von 18.06.–19.06. und 02.07. bis 03.07.2015 in Krefeld statt.

Weitere Informationen:Bildungszenten des Baugewerbes e.V., BZB Akademie, Bökendonk 15–17, 47809 Krefeld, Tel. +49 (0)21 51 – 51 55-30, Fax +49 (0)21 51 – 51 55-92, [email protected], [email protected], www.bzb.de

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Komfortable Montage erstmals ohne Drehmomentschlüssel

Der bewährte fischer HochleistungsankerFH II wird jetzt auch mit Innengewinde an-geboten. Der FH II-I zeichnet sich durchhöchste Tragfähigkeit in ungerissenem undgerissenem Beton mit Europäischer Tech -nischer Zulassung (ETA) und einerFeuerwiderstands fähigkeit von F 90 aus.

Hülsenanker sind vor allem bei sichtba-ren Befestigungen oder demontierbarenBefestigungen gefragt. In diesem Bereichzeichnet sich der neue Hochleistungs -anker fischer FH II-I mit Innengewindedurch seine hohe Tragfähigkeit in gerisse-nem und ungerissenem Beton besondersaus. Dabei stellt er eine echte Arbeitser-leichterung dar, denn er kann zulassungs-konform auch ohne Drehmomentschlüs-sel gesetzt werden. Ein spezielles Setz-werkzeug ist ohnehin nicht notwendig.

Optimale Flexibilität

Die intelligente Montagemechanik lässtdie schnelle und ein fache Montage ohneDrehmomentschlüssel zu. Der neue In-nengewindeanker erlaubt die oberflä-chenbündige Demontage des Anbauteilsund die Wiederverwendung des unbe-schädigten Befestigungspunktes (optima-le Flexibilität).

Das metrische Innengewinde erlaubt dieVerwendung handelsüblicher Schrauben

und Ankerstangen für die ideale Anpas-sung an das Anbauteil. Dabei ermöglichtder FH II-I die schnelle Verspreizung.Beim Aufbringen des Installationsdreh-moments oder dem definierten Unter-stand mit einem handelsüblichen Innen-sechskantschlüssel wird der Konus in dieSpreizhülse gezogen und verspannt diesegegen die Bohrlochwand. Der schwarzeKunststoffring verhindert beim Anziehendes Ankers ein Mit drehen, gewährleistetdas sichere Verspreizen des Ankers undverhindert ein Herausfallen bei Über-kopfmontagen.

Der Dübel ist zulassungskonform gesetzt,wenn entweder der Unterstand drei bisfünf mm beträgt oder das Installations-drehmoment Tinst aufgebracht wird. Dashervorragende Nachspreizverhalten ge-währleistet die sichere Funktion des Ankers in ungerissenem und gerissenemBeton.

Im Innen- und Außenbereich

Der FH II-I eignet sich ideal für demon-tierbare Befestigungen, temporäre Veran-kerungen oder Abstandsmontagen mitAnkerstangen, speziell bei Anwendungenin der Decke. Da der neue Innen -gewindeanker sowohl in galvanisch ver-zinkter (gvz) Ausführung als auch inEdelstahl (A4) angeboten wird, kann er


AKTUELL

sowohl im Innenbereich als auch im Außenbereich eingesetztwerden.

Der FH II-I bietet sich in der Praxis idealerweise für die Befesti-gungen von Sitzen, Schienen, Stahlkonstruktionen, Kabeltras-sen, Lüftungsleitungen, Sprinkleranlagen, Rohrtrassen, Gelän-dern und Handläufen, Leitern sowie Maschinen an.

Weitere Informationen:fischerwerke GmbH & Co. KG, Weinhalde 14–18, 72178 Waldachtal, Tel. +49 – 74 43 – 12-0, [email protected], www.fischer.de fischerwerke GmbH & Co. KG

Generierung von Wanderlasten auf Flächen

Das RFEM-Zusatzmodul RF-BEWEG Flächen erzeugt Lastfälle ausden verschiedenen Stellungen beweglicher Lasten wie z. B. Fahr-zeugen auf Brücken. Zusätzlich kann eine umhüllende Ergebnis-kombination generiert werden.

Die Eingabe beschränkt sich auf vier Masken. Damit ist in Ver-bindung mit der schnellen Lastfallgenerierung für RFEM einspürbarer Zeitgewinn gewährleistet.

Leistungsmerkmale

– Parametrisierte Laststellung für verschiedene Einzel-, Strecken-, Flächen- sowie Achslasten

– Zugriff auf verschiedene hinterlegte Achslastmodelle (Daten-bank)

– Günstige bzw. ungünstige Last-aufbringung unter Berücksich-tigung von Einflusslinien/ -flächen

– Zusammenfassung mehrerer Wanderlasten in einem Last -schema

– Generierung einer Ergebniskombination zur Ermittlung derun-günstigsten Schnittgrößen

– Optionales Speichern verschiedener Bewegungsschemas fürdie Verwendung in anderen Strukturen

Arbeiten mit RF-BEWEG Flächen

Die von der Last befahrenen Flächen werden grafisch imRFEM-Modell ausgewählt. Es ist möglich, eine Fläche gleich -zeitig mit mehreren Bewegungsschemas zu belasten.

Die Definition der „Fahrspur“ erfolgt über Liniensätze. Diesekönnen grafisch im Modell ausgewählt werden. Zudem wird dieSchrittweite der einzelnen Lastschritte eingegeben.

Als Lasttypen sind Einzel-, Linien-, Rechteck-, Kreislasten sowieverschiedene Achslasten möglich. Diese lassen sich sowohl inlokaler als auch in globaler Richtung ansetzen. Die verschiedenLasten werden in Lastmodellen zusammengefasst. Die definier-ten Lastmodelle werden den Liniensätzen zugewiesen und aufGrundlage dieser Angaben die einzelnen Lastfälle gebildet.

Die diversen Lastfälle lassen sich mit einem einzigen Mausklickerzeugen. Am Ende der Generierung werden die Nummern dererstellten Lastfälle und Ergebniskombinationen zur Informationangezeigt.


Bild 1 Jetzt auch mit Innengewinde: Der bewährte fischer Hochleis-tungsanker FH II

Bild 2 Der bewährte fischer Hochleistungsanker FH II wird jetzt auch mitInnengewinde angeboten.

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AKTUELL

RF-BEWEG Flächen besitzt keine Ergebnismasken. Die Kon-trolle der erzeugten Lastfälle mit den enthaltenen Lasten erfolgtin RFEM.

Die Bezeichnungen der einzelnen Wanderlaststellungen werdenaus der jeweiligen Lastschrittnummer erzeugt. Diese können inRFEM auch durch andere Lastfallbezeichnungen ersetzt wer-den.

Alle Tabelleneingaben lassen sich nach Microsoft Excel oderOpenOffice Calc exportieren.

Weitere Informationen und Testversionen:Dlubal Software GmbH, Am Zellweg 2, 93464 Tiefenbach, Tel. +49 (0)96 73 – 92 03-0, Fax +49 (0)96 73 – 92 03-51, [email protected], www.dlubal.de

Weitere Informationen unter+49 711 61946-14 oder [email protected]

Fachliche Leitung:

Top-Themen:• Zukunftstrends im Brandschutz –

Brandschutztrends mit Zukunft• Brand- und Rauchschutzkonzepte –

Praxis in Sonderbauten• Bauprodukte und Normung –

Aktuelle Anforderungen• Vorbeugender Brandschutz –

Erkenntnisse aus aktuellen Brandfällen• Veranstaltungssicherheit –

Neue konzeptionelle Ansätze

Baurecht – Brandschutz – SicherheitSymposium mit Fachausstellung

Frankfurt am Main, 25.–26.03.2015

Frühbuchervorteil

Melden Sie sich bis zum 23.01.2015

unter www.fireprotec-symposium.de an!

BAU 2015: Halle C3, Stand 228

Bild 1 Definition der Fahrspur über Liniensätze in RF-BEWEG Flächen

Bild 2 Generierte Lasten in RFEM

(Abb

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)


AKTUELL

Mit Sicherheit „Vorausbauend“

Auf der BAU 2015 begrüßt der Hersteller H-BAU Technik seine Kun-den mit vielen Produktneuheiten und einer Auswahl seiner „Klassi-ker“. Zu den Highlights zählen wärmedämmende Anschlüsse fürStahl- und Stahlbetonbauteile, ein Trennmittel für makellose Sicht-betonflächen und das, laut Unternehmensangaben, weltweit ersteFugenblech, das zugleich Potentialausgleichsleiter ist. An zweiMesseständen in Halle A1 werden die Vorteile nicht nur sichtbar,sondern auch live erlebbar. Ebenfalls neu ist der Markenauftritt.Erstmals präsentiert sich das Unternehmen aus dem baden-würt-tembergischen Klettgau in einem frisch überarbeiteten CorporateDesign vor einem breiten Publikum.

Gleich an zwei Ständen zeigt das Unternehmen seine Produkt-neuheiten. Hierzu zählen unter anderem die wärmedämmendenISOPRO® Anschlüsse, welche Stahl- und Holzträger mit Stahl-betonbauteilen verbinden. Verschiedene Typen fangen die stati-schen Kräfte auskragender oder gestützter Konstruktionen auf,die integrierte Justierplatte gleicht Bautoleranzen stufenlos aus.Neben der Wärmedämmung präsentiert das Unternehmen auchin den Produktsparten Schalung und Abdichtung zahlreicheWeiterentwicklungen und Neuerungen. Mit dem TrennmittelCRETCON HD® können neben Stützen nun auch Betonflächenmit einer besonders gleichmäßigen und porenfreien Sichtbeton-oberfläche hergestellt werden. Das Fugenblech PENTAFLEXKB® Plus dichtet Arbeitsfugen gegen drückendes Wasser ab undfungiert gleichzeitig als Potentialausgleichsleiter, der elektrischeSpannungen ableitet. Das weiterentwickelte Zubehör ermög-licht eine schnellere, einfachere und damit zeitsparende Verbin-dung und Befestigung der Elemente.

Vorausbauend

Stetige Weiterentwicklung prägt nicht nur die Produktpalette,sondern auch die Identität von H-BAU Technik. Das seit 1977bestehende Unternehmen nimmt in der Bautechnikbranche ei-nen immer größeren Stellenwert ein. So erfolgt derzeit die Erwei-terung des Hauptsitzes in Klettgau, nachdem es in den letztenJahren weitere Firmengelände und Produktionsflächen sowie die

Sparte Fugenbandfertigung der ehemaligen KUNEX GmbH auf-kaufte. Alle Produktinnovationen basieren auf direktem Kunden-kontakt, genauer Kenntnis des Marktes und der Bereitschaft, stetsneue Wege zu erforschen. Veränderten Gegebenheiten begegnetH-BAU Technik jederzeit offen und dynamisch, aber auf solidemFundament. Diese Identität verdeutlicht nun auch der neue Mar-kenauftritt. Als neuer Claim dient die kreative Wortschöpfung„Vorausbauend“, welche die Kombination aus Innovation undBautechnik betont und auf spielerische Weise miteinander ver-bindet. Das Unternehmenslogo gewinnt durch die vorgenomme-nen Anpassungen an Ausstrahlungskraft und Stärke. Die Gestal-tung des Messestandes greift die auffällige Akzentfarbe undschwungvollen Schmuckelemente des Corporate Designs auf undrundet den gesamten Markenaufritt in sich optisch ab.

Reale Einbausituationen

Verschiedene Messeexponate ermöglichen es, die Produkte innachgestellten realen Einbausituationen zu erleben. Anhand einesModells können sich die Besucher von der stufenlosen Höhenjus-tierung der ISOPRO¨ Stahlanschlüsse selbst überzeugen. Beton-säulen und -flächen laden dazu ein, die Vorteile des TrennmittelsCRETCON HD® zu erfühlen. Eine Wärmebildkamera visualisiertdarüber hinaus die verbesserten thermischen Werte der Dämmele-mente ISOMAXX®, die äußere und innere Betonbauteile verbin-den. Für weitere Fragen rund um die Produkte und deren Einsatz-bereiche stehen Produktmanager, Beratungsingenieure, Technikerund Vertriebsmitarbeiter vor Ort zur Verfügung. Denn Beratungs-gespräche und das Anbieten von Problemlösungen sind zentraleBestandteile des Messeauftritts der H-BAU Technik GmbH.

Weitere Informationen:H-BAU Technik GmbH, Am Güterbahnhof 20, 79771 Klettgau-Erzingen, Tel. +49 (0)77 42 – 92 15-20, Fax +49 (0)77 42 – 92 15-90, [email protected], www.h-bau.de

Der Messestand der H-BAU Technik GmbH in neuem Design

(Abb

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BAU

Tech

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BAU 2015: Halle A1, Stand 425/408

Rechenfähige Vorlagen mit Nachweisenfür den Verbundbau nach Eurocode

Nach der Umstellung auf den EC sind die ausführlich kommentiertenVCmaster-Vorlagen ein wertvolles Werkzeug, um die zum Teil sehrumfangreichen Einzelnachweise schnell und effizient zu erstellen.Die Einführung der neuen DIN-EN-Normen ist eine große Herausfor-derung für den praktisch tätigen Ingenieur. Zahlreiche Aufgaben,deren Lösung bisher selbstverständlich erschien, müssen neudurchdacht werden.

VCmaster bietet durch seine umfangreiche Vorlagensammlungein interessantes Konzept, um Einzel- und Detailnachweise

AKTUELL

schnell und effizient zu erstellen. Bisher waren hunderte vor -gefertige Nachweise nach DIN EN 1991, DIN EN 1992, DINEN 1993, DIN EN 1995, DIN EN 1996 und DIN EN 1997 ver-

fügbar. In diesem Jahr wurde das Angebot um Vorlagen für denVerbundbau nach DIN EN 1994 komplettiert.

Alle Berechnungsvorlagen sind frei editierbar und somit an dieAnforderungen des Ingenieurbüros anpassbar. Algorithmenkönnen ohne Programmierkenntnisse verändert oder neu er-stellt werden. Formeln werden in exakter mathematischer Formdargestellt. Das entspricht der Arbeitsweise von Ingenieurenund ist einfacher anzuwenden und zu pflegen als Spreadsheets.

VCmaster wird nahtlos in den Planungsprozess eingebunden.Universelle Schnittstellen gewährleisten die Datenübertragungaus jedem CAD- und Statikprogramm. Dadurch können die Be-rechnungen mit dieser Software kommentiert und durch die er-forderlichen Nachweise ergänzt werden. Es entsteht ein einheit-liches und durchgehendes digitales Dokument der Tragwerk-splanung. Dieses kann bei Änderungen dynamisch angepasstwerden und steht später bei ähnlichen Projekten wiederum alsVorlage zur Verfügung.

Weitere Informationen:Veit Christoph GmbH, Gotthilf-Bayh-Straße 50/1, 70736 Fellbach (Stuttgart), Tel. +49 (0)711 – 51 85 73-30, [email protected], www.veitchristoph.de

Nach der Umstellung auf den EC sind die ausführlich kommentierten VCmas-ter-Vorlagen ein wertvolles Werkzeug, um die zum Teil sehr umfangreichenEinzelnachweise schnell und effizient zu erstellen.

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AKTUELL

PERI und schaltec schließen sichzusammen

PERI und schaltec gaben bekannt, ihr umfangreiches Leistungs-spektrum zukünftig zusammenzulegen. Die Unternehmen bieten ab2015 ein besonders umfassendes Angebot rund um die Schalungs-und Gerüsttechnik: von der Entwicklung und Produktion, dem Ver-kauf und der Vermietung über Ingenieurleistungen bis hin zu Sanie-rung, Ersatzplattenvertrieb und Gebrauchthandel.

Nach dem Zusammenschluss ist folgende Aufteilung des Leis-tungsspektrums vorgesehen: schaltec fokussiert seine Leistun-gen auf die Schalungssanierung und den Vertrieb von Ersatz-platten sowie Gebrauchtmaterial aller Hersteller, nach wie vorunter eigenem Namen. PERI konzentriert sich weiterhin aufEntwicklung, Produktion, Verkauf und Vermietung von Scha-lungs- und Gerüstsystemen sowie auf umfassende Projektlösun-gen inklusive der zugehörigen Dienstleistungen. Für eine flä-chendeckende Präsenz der Bereiche An- und Verkauf von Gebrauchtmaterial und Sanierung sind weitere Standorte vorge-sehen.

PERI ist international einer der führenden Anbieter von Scha-lungs- und Gerüstsystemen. Mehr als 6.700 Mitarbeiterinnenund Mitarbeiter sorgen in fast 60 Tochtergesellschaften weltweitfür besten Dienst am Kunden. Mit rund 110 Logistikstandortensichert PERI die Nähe zu seinen Märkten, zu seinen Kundenund ihren Projekten. Schwerpunkte der PERI-Innovationen imBereich Schalung und Gerüst sind die Steigerung der Effizienzund der Sicherheit auf der Baustelle. So entstanden viele inno-vative Systeme und Produkte für den Betonbau vom Einfamili-enhauskeller bis hin zu herausragenden internationalen Projek-ten aller Art.

PERI wurde 1969 in Weißenhorn bei Ulm gegründet. Bis heutesind hier die zentralen Funktionen, die Produktion und die Ent-wicklung des Familienunternehmens angesiedelt.

schaltec ist Spezialist für die Sanierung von Schalungssystemenaller Hersteller. Eine weitere Kernkompetenz ist die Konfektio-nierung von Ersatzplatten für alle Schalungssysteme. schaltec istlangjähriger Partner der Baubranche für An- und Verkauf vongebrauchten Schalungssystemen, in Zukunft werden zudem Ge-rüstsysteme integriert. Alle Leistungen sind auch über ein On-line-Portal verfügbar. Der Stammsitz des Unternehmens in Her-bertingen umfasst 22.000 m² Lager- und Produktionsfläche.

Mit qualifizierten Mitarbeitern und modernen Bearbeitungszen-tren für die Schalungsinstandsetzung bietet schaltec seit 1999 eine hohe Flexibilität und Qualität.

Weitere Informationen:PERI GmbH, Schalung Gerüst Engineering, Rudolf-Diesel-Straße 19, 89264 Weißenhorn, Tel. +49 (0)73 09 – 950-0, Fax +49 (0)73 09 – 951-0, [email protected], www.peri.de

sowie:Schaltec, Schalungssysteme, Rötenweg 16, 88518 Herbertingen, Tel. +49 (0)75 86 – 92 00-0, Fax +49 (0)75 86 – 92 00-70,[email protected], www.schaltec.de


10. Leipziger Abdichtungsseminar

Die Gesellschaft für Materialforschungund Prüfungsanstalt für das BauwesenLeipzig mbH – MFPA Leipzig GmbH – ver-anstaltet am 27.01.2015 gemeinsam mitdem Deutschen Institut für Bautechnik(DIBt) und dem Deutschen Institut für Nor-mung (DIN) zum 10. Mal das Leipziger Ab-dichtungsseminar, als eine inzwischen

national und international in der Fachwelt renommierte Veranstal-tungsreihe, die von den sächsischen Ingenieur- und Architekten-kammern sowie auch in anderen Bundesländern als Weiterbil-dungsmaßnahme anerkannt wird.

Neben den baurechtlichen Anforderungen an Bauprodukte imFeuchteschutz und den sich aus dem Umwelt- und Gewässer-schutz ergebenden besonderen Anforderungen berichten nam-hafte Experten im „Leipziger Kubus“ auch über den aktuellenBeratungsstand der neuen Abdichtungsnormenreihe DIN 18531bis DIN 18535.

Schwerpunkt des 10. Abdichtungsseminars bilden die landwirt-schaftlich genutzten Stahlbetonkonstruktionen. Darunter wer-den die zur Sammlung, Lagerung und Verwertung von über -wiegend flüssigen Substanzen aus dem landwirtschaftlichen Bereich genutzten Behälter, Silos und sonstige Anlagen unter-schiedlicher Form und Abmessungen verstanden – die soge-nannten JGS-Anlagen (Jauche, Gülle, Silagesickersäfte). Da JGS-Flüssigkeiten zu den wassergefährdenden Flüssigkeiten zählenund teilweise betonangreifend wirken können, ergeben sich be-sondere Anforderungen an die Werkstoffe und Konstruktion so-wie den Betrieb derartiger Anlagen. Neben der Gewährleistungvon Funktionsfähigkeit und Dauerhaftigkeit besteht aus wasser-rechtlicher Sicht die Verpflichtung, durch die Dichtigkeit derAnlagen für den bestmöglichen Schutz der Gewässer durch Ver-unreinigung mit JGS-Flüssigkeiten zu sorgen. In den Berichtenaus der Praxis werden daher neben den aktuellen gesetzlichenGrundlagen für den Umgang mit JGS auch Hinweise zur Pla-nung und Ausführung von Konstruktionen und zur Verwen-dung von Werkstoffen gegeben, über Schädigungsmechanismenund Selbstdichtungsverhalten von Trennrissen berichtet sowieBeispiele für die Instandsetzung undichter Stahlbetonkonstruk-tionen aufgezeigt.

Angesprochen sind Planer, Hersteller, Gutachter, Rechtsanwältedes Bau- und Architektenrechts, Bauherren sowie Vertreter vonBehörden und Hochschulen.

Weitere Informationen:MFPA für das Bauwesen Leipzig GmbH, Hans-Weigel Straße 2 B, 04319 Leipzig, Tel. +49 (0)341 – 65 82-0, Fax +49 (0)341 – 65 82-135, [email protected], www.mfpa-leipzig.de

BAU 2015: Halle B0, Stand 105


n Bewehrungssystem

Mozartstraße 1287435 KemptenTel. (0831) 52173-11Fax (0831) 24437E-Mail: [email protected]: www.bamtec.com• Bis zu 40% Betonstahlersparnis• 80% bis 90% Verlegezeitreduktion

n Spezial- & Edelstahl- bewehrungen

ANCOTECH GmbHSpezialbewehrungenRobert-Perthel-Straße 7250739 KölnTel.: (02 21) 5 00 81-74Fax: (02 21) 5 00 81-79e-Mail: [email protected]: www.ancotech.de– Durchstanz- und Schubbewehrung– Nichtrostende Edelstahlbewehrung

n Schub- und Durch-stanzbewehrung

HALFEN Vertriebsgesellschaft mbHKatzbergstraße 3D-40764 LangenfeldTel. (0 21 73) 9 70-0Fax (0 21 73) 9 70-2 25e-Mail: [email protected]: www.halfen.deBETON: VerankerungstechnikFASSADE: BefestigungssystemeMONTAGETECHNIK: Produkte und Systeme

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Steffel KKS GmbHIm Bulloh 6D-29331 LachendorfTel.: +49 51 45-98 91-200Fax: +49 51 45-98 91-290E-Mail: [email protected]: www.steffel.comKKS-KonzeptionenEngineeringErrichtung von KKS-SystemenGeräte-FertigungFernüberwachungService

Bewehrung


Peikko Deutschland GmbHBrinker Weg 15D-34513 WaldeckTel. +49 (0)5634 9947-0Fax +49 (0)5634 7572E-Mail: [email protected]

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Abdichtungstechnik

EK Abdichtungstechnik GmbHSalmdorfer Straße 185540 Haar b. MünchenBerlin, Leipzig, München, [email protected]


Abstandhalter


Balkondämmelemente

Schöck Bauteile GmbHVimbucher Straße 276534 Baden-BadenTel. (0 72 23) 9 67-0Fax (0 72 23) 9 67-4 50e-Mail: [email protected]: www.schoeck.de

Befestigungstechnikn Ankerschienen



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KÖCO Köster + Co. GmbHSpreeler Weg 32D-58256 EnnepetalTel. (0 23 33) 83 06-0Fax (0 23 33) 83 06-38E-Mail: [email protected]

Betoninstandsetzung

01069 DresdenTel. (03 51) 210669-0www.Litterer.deCFK-Klebearmierung, Spritzbeton


Montagetechnik



Naturstein- verankerungen


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GERB SchwingungsisolierungenGmbH & Co. KGBerlin/EssenElastische Gebäudelagerung, Schwingböden, Raum-in-Raum-Lösungen, SchwingungstilgerTel. Berlin (0 30) 41 91-0Tel. Essen (0201) 266 04-0E-mail: [email protected]

Software für das Bauwesen

mb AEC Software GmbHEuropaallee 1467657 KaiserslauternTel. 0631 550999-11Fax 0631 [email protected]

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DICAD Systeme GmbH2D/3D/BIM CAD in Konstruktion und BewehrungClaudiastraße 2BD-51149 KölnTel.: +49 (0) 22 03/93 13-0Fax: +49 (0) 22 03/93 13-1 [email protected]

Tekla GmbHHelfmann-Park 2D-65760 Eschborn0 61 96-4 73 08 300 61 96-4 73 08 [email protected]

Software für Statik und Dynamik

Dlubal Software GmbHAm Zellweg 293464 TiefenbachPhone +49 (0) 96 73 92 03-0Fax +49 (0) 96 73 92 03-51Mail: [email protected]: www.dlubal.de

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Durchstanz- bewehrung



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: [email protected]: www.ernst-und-sohn.de

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Dittmann GmbHTechnik für die BausanierungGewerbestraße 1016540 Hohen NeuendorfTel.: +49(0) 3303 541527Fax: +49(0) 3303 541528E-Mail: [email protected]: www.saniertechnik.de• Injektionstechnik und Zubehör• Injektionspacker• Maschinenservice

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BSW GmbHAm Hilgenacker 24D-57319 Bad BerleburgTel. (02751) 803-124Fax (02751) 803-159E-Mail: [email protected]:www.bsw-schwingungstechnik.dePUR-Schaum und hochelastischer Polyurethankautschuk zur Schwin-gungsisolierung



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© Ernst & Sohn Verlag für Architektur und technische Wissenschaften GmbH & Co. KG, Berlin. Beton- und Stahlbetonbau 110 (2015), Heft 1 1

Konstruktionsbeton – Wohin führt der Weg?

Prof. Dr.-Ing HARALD S. MÜLLER, Karlsruher Institut für Technologie

Harald S. Müller EDITORIAL

Die moderne Betontechnologie kann auf herausragende Innovationen in den letzten15–20 Jahren zurückblicken. Neben hochfestem und selbstverdichtendem Beton (HPCbzw. SVB) gelang die Entwicklung von ultrahochfestem Beton (UHPC) und neuartigenTextilbetonen. Der Schlüssel dieses Fortschritts lag in der konsequenten Ausschöpfungdes Potenzials des 5-Stoffsystems aus Zement, Wasser, Gesteinskörnung, Zusatzmittelund Zusatzstoff, was durch den Erkenntnisgewinn bei den ablaufenden chemisch-physi-kalisch Prozessen möglich wurde. Damit vollzog sich auch der Paradigmenwechsel vombloßen Erforschen des Werkstoffs Beton hin zum gezielten Beeinflussen und Verbessernder Betoneigenschaften.

Aber was ist von all diesen, mit erheblichem finanziellen Mitteleinsatz erzielten Fort-schritten letztlich in der Praxis angekommen? Die Antwort auf diese Frage fällt ernüch-ternd aus. Die Marktanteile von HPC oder SVB an der gesamten Betonproduktion sindäußerst gering, obwohl seit einigen Jahren normative Regeln die Verwendung dieser Be-tone in der Praxis ermöglichen. UHPC oder Textilbeton sind trotz 15-jähriger Forschungnicht über singuläre Pilotanwendungen hinausgekommen.

Der wohl maßgebliche Grund für die Zurückhaltung des Marktes ist die fehlende Ro-bustheit der neuen normativ eingeführten Betone. So machen selbst kleine Schwankun-gen in der Betonzusammensetzung und bei der Frischbetontemperatur, wie sie in derPraxis niemals auszuschließen sind, ihre Vorzüge rasch zunichte. Das inzwischen „ge-zahlte Lehrgeld“ hat die Anwender nachhaltig verschreckt, insbesondere im Bereich desTransportbetons.

Und doch waren die enormen Entwicklungsaufwendungen nicht umsonst! Sie habenaus dem Zusammenspiel von Natur- und Ingenieurwissenschaften eine neue Erkennt-nisstufe erreichen lassen, die für die Bewältigung des Nachhaltigkeitsproblems vonBeton den Ausgangspunkt bildet. Insofern gleicht die Entwicklung hin zum UHPC Ent-wicklungen in der Raumfahrt oder der Formel 1. Auch dort sind es Erkenntnisgewinneund „Abfallprodukte“, die in der Praxis innovative Veränderungen herbeiführen.

Die zentrale Herausforderung des Bauens mit Beton besteht in der Verwendung signifi-kant nachhaltigerer Betone. Schätzungen prognostizieren, dass der Betonverbrauch inden nächsten 30 Jahren weltweit um einen Faktor 5 zunehmen wird. Und bereits heuteresultieren etwa 5 bis 8% der weltweit anthropogen erzeugten CO2-Belastung aus derProduktion von Zementklinker. Würde man nicht versuchen, den ökologischen „Foot-print“ des Betons dramatisch zu verbessern, hätte dieses Wachstum katastrophale Fol-gen für die Umwelt. Zwei Wege müssen beschritten werden: erstens, die Forcierung derEntwicklung umweltfreundlicherer Zemente/Bindemittel und zweitens, die Bereitstel-lung von Konstruktionsbetonen mit erheblich reduziertem Bindemittelgehalt.

Diese Entwicklungen werden einen neuen Typ von Normalbeton hervorbringen. Ermuss seine ökologischen Vorzüge mit unverzichtbaren technologischen Eigenschaftenhinsichtlich Festigkeit, Dauerhaftigkeit und Robustheit verbinden und weltweit wirt-schaftlich produzierbar sein. Dass dieser neue Normalbeton keine Utopie ist, belegenerste wissenschaftliche Untersuchungen. Die anspruchsvolle Entwicklungsaufgabe istjetzt anzupacken – die Zeit drängt!

2 © Ernst & Sohn Verlag für Architektur und technische Wissenschaften GmbH & Co. KG, Berlin. Beton- und Stahlbetonbau 110 (2015), Heft 1

DOI: 10.1002/best.201400500

Rolf Breitenbücher FACHTHEMA

Alkali-Kieselsäure-Reaktionen in Betonbauteilen bei gleichzeitiger zyklischer Beanspruchung und externer Alkali-ZufuhrErste Ergebnisse der DFG-Forschergruppe 1498

Vorbemerkung

In den letzten Jahren sind Schäden an Betonbauwerkeninfolge Alkali-Kieselsäure-Reaktion (AKR) aufgetreten.Dabei reagiert amorphe Kieselsäure, wie sie in manchenGesteinskörnungen vorhanden ist, im Beisein von Feuch-tigkeit mit Alkalien (Natrium, Kalium), die bereits überden Zement oder andere Ausgangsstoffe in den Beton ein-getragen werden können. Bei den Schäden, die zuletzt zuintensiven Diskussionen geführt haben, spielt vor allem ei-ne externe Alkalizufuhr, z.B. durch alkalihaltige Taumitteloder Meerwasser, eine maßgebliche Rolle. Besonders be-troffen davon sind Verkehrsflächen aus Beton (Autobah-nen, Flughäfen usw.), die zusätzlich durch den überrollen-den Verkehr auch zyklisch massiv belastet werden. Ver-gleichbare Verhältnisse können sich auch bei Off-shore-Windkraftanlagen im Meerwasser einstellen. Durch diemillionenfachen zyklischen Beanspruchungen können imInnern des Betongefüges feinste Mikrorisse (Degradatio-nen) entstehen, die das Eindringen von alkalihaltigen Me-dien in das Betongefüge und damit eine AKR begünstigen.

Um solche auch volkswirtschaftlich relevanten Schädenzu vermeiden, wurden zwischenzeitlich entsprechendeVorgaben, die insbesondere auf die Auswahl von Ge-steinskörnungen mit geringem AKR-Potenzial abzielen,eingeführt. Diese Festlegungen konnten jedoch nur aufrein empirischer Basis definiert werden. Wenn auch be-reits mehrfach Studien zur AKR in Verkehrsflächendurchgeführt wurden, sind die grundlegenden Zusam-menhänge zwischen einer Vorschädigung des Mikrogefü-ges infolge zyklischer Beanspruchung und dem Eindrin-gen externer alkalihaltiger Medien bislang nicht systema-tisch untersucht worden.

Um die hierfür relevanten Effekte grundlegend zu erfor-schen, wurde im Oktober 2011 die Forschergruppe FOR1498 von der Deutschen Forschungsgemeinschaft (DFG)eingerichtet. In fünf Teilprojekten werden schwerpunkt-mäßig die grundlegenden Zusammenhänge zwischen Ini-tiierung und Ausweitung von Vorschädigungen des Beton -gefüges, des Transports der Alkalien in das Betongefügesowie des Transports der Alkalien in ggf. vorgeschädigteGesteinskörner hinein und die dann von innen heraus er-folgende AKR-Gelbildung im Korn selber untersucht.

– Teilprojekt A: Externer Alkalieintrag in mechanisch/thermisch vorgeschädigtes Betongefüge. Ruhr-Univer-sität Bochum – Lehrstuhl für Baustofftechnik (Prof.Dr.-Ing. ROLF BREITENBÜCHER)

– Teilprojekt B: Numerisches Modell zur Beschreibungvon Alkalitransport und AKR-induzierter Schädigungin Beton. Ruhr-Universität Bochum – Lehrstuhl fürStatik und Dynamik (Prof. Dr. techn. GÜNTHER

MESCHKE)– Teilprojekt C: Bewertung des Einflusses einer mecha-

nisch induzierten Rissbildung auf den Verlauf derschädigenden AKR mit innovativen Prüftechniken.Bundesanstalt für Materialforschung und -prüfung,Berlin (Prof. Dr. rer. nat. BIRGIT MENG, Dr.-Ing.FRANK WEISE)

– Teilprojekt D: Transport- und Lösevorgänge im Ge-steinskorn. Bauhaus-Universität Weimar – F.-A.-Fin-ger-Institut für Baustoffkunde (Prof. Dr.-Ing. HORST-MICHAEL LUDWIG)

– Teilprojekt E: Schadensrisiko und Schadensentwick-lung in Betonfahrbahndecken als Folge einer Alkali-Kieselsäure-Reaktion. Karlsruher Institut für Techno-logie – Institut für Massivbau und Baustofftechnologie(Prof. Dr.-Ing. HARALD S. MÜLLER)

In dieser netzgestützten Forschergruppe wird den offenenFragen sowohl experimentell als auch numerisch in engerAbstimmung nachgegangen. Hauptziel ist es, den gegen-seitigen Beeinflussungen einer Alkali-Kieselsäure-Reak -tion mit externen mechanischen, thermischen und hygri-schen Einwirkungen ganzheitlich, nicht zuletzt über ent-sprechend abgesicherte Modelle, näher zu kommen undsomit auch mehr Klarheit über das jeweilige Gefähr-dungspotenzial sowie die mögliche Schadensentwicklungzu erzielen.

In den folgenden drei Veröffentlichungen werden zu ein-zelnen Themenschwerpunkten dieser Forschergruppemarkante Ergebnisse aus den bisherigen Studien vorge-stellt.

ROLF BREITENBÜCHER (Sprecher der FOR 1498)

Autor

Prof. Dr.-Ing. Rolf BreitenbücherRuhr-Universität BochumLehrstuhl für [email protected]


DOI: 10.1002/best.201400095

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Robin Przondziono, Jithender J. Timothy, Minh Nguyen, Frank Weise,Rolf Breitenbücher, Günther Meschke, Birgit Meng

FACHTHEMA

Vorschädigungen in Beton infolge zyklischerBeanspruchungen und deren Auswirkung aufTransportprozesse im Hinblick auf eine schädigende AKR

1 Einleitung

Viele Beton- und Stahlbetonbauwerke sind während ih-rer Lebensdauer neben rein statischen Lasten auch erheb-lichen zyklischen Beanspruchungen ausgesetzt. Letzterekönnen im Laufe der Zeit zu einer Veränderung in derMikrostruktur des Betons und damit zu veränderten Ma-terialeigenschaften führen [1, 2]. In Kombination mit denzyklischen Temperatur- und Verkehrsbeanspruchungenkönnen äußerlich einwirkende Medien wie z. B. Feuchte,Taumittel usw. leichter in das Betoninnere vordringenund dort sekundäre Schadreaktionen begünstigen oderbeschleunigen.

Der Transport von Wasser sowie gelösten Ionen in porö-sen Baustoffen erfolgt durch verschiedenste Mechanis-men. Dabei hängt der Transport in erster Linie von derGröße, Art und Form der Poren bzw. Mikrorisse ab, aberauch von den Transportkräften und den physikalischenGesetzmäßigkeiten, die in der jeweiligen Pore/Mikrorisswirksam sind. Neben dem Transport durch Diffusion istein wesentlicher Transportmechanismus der Kapillar-transport [3, 4].

Neben dem reinen Transport von Wasser in porösem Ge-füge ist für die hier angestellten Betrachtungen hinsicht-lich einer AKR der Transport von Alkalien insbesondereim Zuge der Tausalzbeaufschlagung von besonderer Be-

deutung. Die so zusätzlich in das Betongefüge eingetrage-nen Alkalien können mit einer entsprechend alkaliemp-findlichen Gesteinskörnung rasch auch in größerer Tiefedes Betonbauteils reagieren und die AKR massiv be-schleunigen.

In den hier beschriebenen Untersuchungen werden so-wohl die Einflüsse auf die Entwicklung und Ausmaße ei-ner Vorschädigung (Degradation) als auch das Eindring-verhalten flüssiger Medien einschließlich der Transport-prozesse in solch vorgeschädigtes Betongefüge erfasst.Dies erfolgte zum einen durch experimentelle Untersu-chungen an Betonbalken, zum anderen durch numeri-sche Simulationen mit entsprechend entwickelten Model-len auf Basis der Theorie poröser Medien [5] sowie Me-thoden der Kontinuumsmechanik [6], die anhand der ex-perimentellen Ergebnisse validiert wurden.

2 Degradation infolge zyklischer Beanspruchung

In den experimentellen Untersuchungen wurden Beton-balken mit den Abmessungen 180 × 50 × 27 cm³ zyklischbelastet. Alle Balken wurden einheitlich mit einem typi-schen Straßenbeton hergestellt (Tab. 1), bei dem lediglichdie Art der Gesteinskörnung in der Kornfraktion 2/8 vari-ierte (vgl. [7]). Die Oberfläche der Balken wurde nach derHerstellung mit einem Besenstrich texturiert.

Auf Grundlage der Zielsetzung der Forschergruppe 1498 be-schäftigt sich dieser Beitrag mit den Auswirkungen einer zykli-schen mechanischen Belastung im Vierpunktbiegeversuch aufdas Transportverhalten in Betongefüge. Hierzu wurde zunächstdie Degradation des Mikrogefüges mittels Ultraschallmessun-gen sowie rissmikroskopischen Untersuchungen an Dünn-schliffen charakterisiert. Mit dem Ziel der numerischen Modell-bildung wurden Untersuchungen zum Wassereindringverhaltendurchgeführt. Es wurden u. a. das Wassereindringverhaltenüber die Zeit und der Einfluss von Vorschädigungen experimen-tell geprüft. Basierend auf den gewonnenen Erkenntnissen zuden Einzelprozessen des Ionentransports in poröses Gefügewurde ein mikromechanisches Mehrskalenmodell entwickelt,welches es ermöglicht, die Wirkung der Vorschädigung auf ge-koppelte Feuchte- und Ionentransportprozesse vorherzusagen.Das Modell berücksichtigt die Topologie und räumliche Vertei-lung der Mikrorisse und deren Einfluss auf die Ionendiffusivität.Die numerische Simulation liefert bei anisotroper Verteilungder Mikrorisse eine erhöhte Alkali-Eindringtiefe.

Degradations in concrete due to cyclic loading and its effectson transport processes with regard to ASR damageAccording to the goals of the research group 1498, this paperdeals with the effects of cyclic flexural loading in a four-pointbending test on the fluid transport processes within a concretestructure. Therefore, the degradation of the microstructure ischaracterized through ultrasonic wave measurements as wellas microscopic crack analysis. In order to numerically modelthese processes, experiments on the penetration behavior ofwater into the concrete were carried out. The penetration be-havior over time as well as the influence of degradation on thewater transport were investigated. To predict the influence ofconcrete degradation on alkali diffusivity, a multi-scale contin-uum micromechanics model is incorporated into the numericalmodel, which accounts for the topology and the three-dimen-sional distribution of microcracks. As expected, the numericalsimulation predicts larger alkali-penetration in pre-damagedconcrete. Regarding the micro-crack distribution, an anisotrop-ic distribution of micro-cracks tangential to the direction of thealkali and water flux increases their penetration depth.

4 Beton- und Stahlbetonbau 110 (2015), Heft 1

R. Przondziono, J. J. Timothy et al.: Vorschädigungen in Beton infolge zyklischer Beanspruchungen und deren Auswirkung auf Transportprozesse im Hinblick auf eine schädigende AKR

Die zyklischen Beanspruchungen wurden jeweils im Al-ter der Balken von mindestens 56 Tagen begonnen. Diesewurden mit Vierpunktbiegezugversuchen realisiert. Ausder Überlagerung von langsam veränderlichen thermi-schen Zwangsspannungen mit rasch zyklisch wiederkeh-renden Verkehrslasten ergeben sich jeweils eine Ober-und Unterspannung (σo bzw. σu). Im Wesentlichen wur-den zwei Lastfälle unterschieden. Zum einen eine Ab -kühlung von oben (negativer Temperaturgradient von0,4 K/cm) bei gleichzeitiger Verkehrslast durch einen 40-t-LKW in Plattenmitte und zum anderen die Verkehrs-last am Plattenrand bei gleichem Temperaturgradient.Hieraus ergeben sich an der Betonoberfläche, bei einerSchwingbreite durch Verkehrslast von 1,0 N/mm², die extremalen Spannungsverhältnisse σu/σo = 0,5 bzw.σu/σo = 0,66 [8].

Ausgehend von einer durchschnittlichen Biegezugfestig-keit fct,fl für Betonfahrbahndecken von 6,0 N/mm² er -geben sich für diese beiden Lastfälle die Verhältnisseσo/fct,fl = 0,35 bzw. σo/fct,fl = 0,5. Aufgrund der Probe -körpergeometrien sowie Austrocknungseffekten ergibtsich eine geringere Biegezugfestigkeit von ca. 4,0 bis4,5 N/mm². Für die durchgeführten Versuche wurden dieOberspannungen den jeweiligen Balken angepasst, umdas Verhältnis σo/fct,fl beizubehalten.

In diesen Versuchsreihen wurden folgende Parameter va-riiert:

– Verhältnis von Oberspannung zu Biegezugfestigkeit(σo/fct,fl = 0,35; 0,50; 0,60)

– Anzahl der Lastzyklen (N = 0; 1,0; 2,0; 5,0 Mio.)

Die Lastzyklen wurden mit einer Frequenz von 5 Hz auf-gebracht. Hieraus ergaben sich bei den angestrebten Ge-samtlastzyklen Prüfdauern von bis zu 14 Tagen. Um den-noch eine große Anzahl an Proben untersuchen zu kön-nen, wurde an der Ruhr-Universität Bochum (RUB) einMehrfachprüfstand entwickelt. Dieser ermöglicht diegleichzeitige zyklische Belastung von sechs Balken(Bild 1). Die Steuerung erfolgt über einen Haupt-Hydrau-

likzylinder, welcher den Öldruck über ein Leitungssysteman die einzeln ansteuerbaren Versuchsstränge verteilt.

Ergänzend hierzu wurden bei der BAM die gleichen Bal-ken bei gleichzeitig aufstehender Prüflösung zyklisch be-ansprucht. Zur Ausbildung der Zugzone auf der Balken-oberseite wurde hier als statisches System ein Einfeldträ-ger auf zwei Stützen mit beidseitigem Kragarm gewählt.Die Krafteinleitung erfolgte hierbei symmetrisch an denEnden der beiden Kragarme (Bild 2).

Die sich während der zyklischen Beanspruchung einstel-lende Degradation wird im Ruhezustand des Balkensüber vergleichende Ultraschalllaufzeitmessungen derOberflächenwelle in der auf Biegezug beanspruchten Be-tonrandzone erfasst. Daraus wird der dynamische Elasti-zitätsmodul ermittelt. Je größer der Abfall dieses Kenn-werts im Laufe der Lastzyklen ist, d. h. je niedriger der re-lative dynamische E-Modul wird, umso mehr Mikrorisse

Tab. 1 Zusammensetzung des BetonsMixture proportions of the concrete

Bestandteile Zugabemenge [kg/m³]

Zement CEM I 42,5 N 360

Sand 0/2 mm 512

Granodiorit-Splitt oder267

Oberrhein Kies-Splitt 2/8 mm

Granodiorit-Splitt 8/16 mm 505

Granodiorit-Splitt 16/22 mm 561

Wasser 151

w/z-Wert 0,42

LP-Bildner 0,2 M.- % v. Zement Bild 1 Versuchsstand zum gleichzeitigen zyklischen Belasten von sechs BalkenTest setup for simultaneous testing of six beams in a 4-point flexuraltest

Bild 2 Versuchsaufbau der Bundesanstalt für Materialprüfung (BAM) zur zyklischen Vorschädigung (mit gleichzeitig aufstehender Salzlösungauf der dem Biegezug ausgesetzten Oberfläche)Test setup for cyclic loading with NaCl-solution on the surface subjected to tension performed at the Federal Institute for Material Research and Testing (BAM), Berlin

Beton- und Stahlbetonbau 110 (2015), Heft 1 5

R. Przondziono, J. J. Timothy et al.: Degradations in concrete due to cyclic loading and its effects on transport processes with regard to ASR damage

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und andere mikrostrukturelle Veränderungen sind im Betongefüge zu vermuten. Eine detaillierte Beschreibungdes bei der BAM angewandten Prüfverfahrens kann [7]entnommen werden.

In Bild 3 sind die Verläufe der relativen dynamischen E-Moduln unter verschiedenen Belastungsniveaus darge-stellt. Erwartungsgemäß wurde ein umso größerer Abfallim relativen dynamischen E-Modul festgestellt, je höherdas Lastniveau war. Nach fünf Mio. Lastzyklen zeigte sichbei einem Belastungsniveau von σo/fct,fl = 0,35 ein Abfallauf ca. 91%, hingegen war bei σo/fct,fl = 0,60 bereits einsignifikant höherer Abfall auf ca. 75 % festzustellen.

Nach Abschluss der Vorschädigung wurden aus einzel-nen Balken Teilproben sowohl parallel zu der Biegezug-seite als auch parallel zu den Stirn- bzw. Seitenflächender Großbalken für die mikroskopische Bewertung derMikrorissbildung entnommen. Von diesen Teilprobenwurden Dünnschliffe erstellt, an denen dann die Riss -anzahl, Risslänge, Rissbreite und daraus die Rissöffnungs-fläche in der Analyseebene auf einer Fläche von 5,0 ×5,0 cm² ermittelt wurden (Tab. 2). Weitere Kleinprobenaus diesen vorgeschädigten Bereichen wurden an derBAM röntgentomografisch zur Risscharakterisierung un-tersucht. Eine genauere Beschreibung dieser Ergebnisseist in [8] zu finden. Es zeigte sich ein deutlicher Unter-schied in der Anzahl der Mikrorisse zwischen vorgeschä-digtem und nicht vorgeschädigtem Bereich. Die Breiteder Mikrorisse betrug rd. 5 μm, ihre Länge rd. 1,5 mm.Des Weiteren wurde festgestellt, dass die Risse sowohl inder Korngrenze als auch im Zementstein auftreten. AufBasis der Daten in Tab. 2 kann man gemäß [9] einenSchädigungsparameter ϕc = 0.0911 bestimmen.

Im Rahmen der Modellentwicklung geht es nun darum,diese Informationen für die Entwicklung eines Mehrska-lenmodells für geschädigten Beton zu nutzen. Zu diesem

Zweck wurde die Theorie der Kontinuumsmikromecha-nik herangezogen, in der die Dichte von verteilten Mikro-rissen mithilfe von Homogenisierungsmethoden [9] aufGrundlage des Verhältniswerts der Elastizitätsmodulndes Betons im geschädigten und im ungeschädigten Zu-stand sowie der Kenntnis der räumlichen Orientierungder Mikrorisse ermittelt werden kann. Da nur rudimentä-re Informationen zur tatsächlichen Mikrorissverteilungvorlagen, wurden im Modell zwei Alternativen angenom-men: eine isotrope Verteilung sowie eine orientierte (ani-sotrope) Verteilung, in der die Mikrorisse als orthogonalzur Zugspannungsrichtung im Zugbereich des Betonbal-kens angenommen wurden.

Auf Grundlage des experimentell ermittelten Abfalls desdynamischen Elastizitätsmoduls auf 75,4 % bei einer Belastung von σo/fct,fl = 0,60 nach fünf Mio. Lastzyklen(Bild 3, Balken C13-15) ergibt sich nach dem mikro -mechanischen Modell ein Schädigungsparameter vonϕc = 0.052 für den anisotropen Fall (Bild 4a) sowieϕc = 0.103 für den isotropen Fall (Bild 4c). Anhand derAuswertung der Dünnschliffproben lässt sich ein Schädi-gungsparameter von ϕc = 0.0911 (Bild 4b) ermitteln, wel-cher etwas näher beim Resultat für isotrope Verteilungliegt. Dies bedeutet, dass, wie erwartet, die Zugspannungs-

Bild 3 Abfall des relativen dynamischen E-Moduls an Balken nach fünf Mio. Lastzyklen mit unterschiedlichen Belastungsniveaus (Balken A 16: σo/fct,fl = 0,35; Balken B 3: σo/fct,fl = 0,50; Balken C 13–15: σo/fct,fl = 0,60)Decrease of the relative dynamic Young’s modulus on beams after five mil. load cycles at different stress levels (Balken A 16: σo/fct,fl = 0,35; Balken B 3:σo/fct,fl = 0,50; Balken C 13–15: σo/fct,fl = 0,60)

Tab. 2 Ergebnisse einer Rissmikroskopie an Dünnschliffproben parallel zurBiegezugseite, Fläche: 5,0 x 5,0 cm²Results of a micro-crack detection through finecut microscopy parallelto the surface exposed to max. tension, area: 5,0 x 5,0 cm²

Zugbereich Auflagerbereich

Anzahl [–] 403 174

Gesamtfläche [μm²] 3 434 796 1 498 818

Mittlere Fläche [μm²] 8 520 8 610

Mittlere Breite [μm] 4,56 5,15

Mittlere Länge [μm] 1504 1569



richtung an der Zugseite des untersuchten Balkens einenerheblichen Einfluss auf die Mikrorissverteilung hat.

Die Ergebnisse des mikromechanischen Modells sind dieGrundlage für die Ermittlung effektiver Transporteigen-schaften des vorgeschädigten Betons in Abschn. 5.

3 Eindringversuche mit aufstehender Prüflösung

In Kombination mit den oben beschriebenen zyklischenBeanspruchungen der Großbalken wurden tausalzhaltigeLösungen auf die vorgeschädigten Betonoberflächen auf-gebracht und deren Eindringverhalten näher untersucht.Hierzu wurden zwei praxisnahe Beanspruchungsszena-rien entwickelt.

Im Zuge des Teilprojekts A wurde an der RUB die Tau-salzlösung nach Abschluss der zyklischen Vorbeanspru-chung in die Betonoberfläche durch Überrollen einge-walkt. Hierzu wurde eine Rundlaufanlage entwickelt, inder bis zu sechs vorgeschädigte Großbalken überrolltwerden können (Bild 5). Die sechs integrierten Reifensind jeweils mit einer Auflast von bis zu einer Tonne ver-sehen. Sie überrollen die Balken mit einer Geschwindig-keit von bis zu 10 km/h. Während dieses Überrollenssteht die Prüflösung auf der Oberseite der Betonbalkenauf.

Im Gegensatz dazu steht bei den Studien der BAM imZuge des Teilprojekts C die Tausalzlösung bereits wäh-rend der zyklischen Belastung auf der Betonoberflächeauf (vgl. Bild 2). So sollte untersucht werden, ob durchdas „Atmen“ der Mikrorisse zwischen Ober- und Unter-spannung der Eintrag der Prüflösung verstärkt wird.

In beiden Versuchsreihen wurde das Eindringverhaltenunter Variation folgender Parameter untersucht:

– Aufstehende Prüflösung (H2O, NaCl)– Na-Konzentration der Salzlösung (3 %, 5 %)– Anzahl der Überrollungen (NÜ = 1,0–2,0 Mio.)– Grad der Vorschädigung (Anzahl der Lastzyklen

(N = 0–5,0 Mio.), Spannungsniveaus (σo/fct,fl = 0,35;0,50; 0,60))

Die Natrium- und Chloridverteilung an vorgeschädigtenund mit NaCl-Lösung beaufschlagten Balken wurde überdie Laser-Induced Breakdown Spectroscopy (LIBS) be-stimmt. Weitergehende Details zu dem Verfahren sind [7]zu entnehmen. Die Ertüchtigung des Verfahrens für die-sen Anwendungsfall erfolgte im Rahmen eines von derBundesanstalt für Straßenwesen (BASt) finanzierten For-schungsvorhabens [10].

Bild 6 zeigt exemplarisch die mit LIBS an Vertikalschnit-ten gewonnene Natriumverteilung für einen Balken derBetonart „A“ nach maximaler zyklischer Beanspruchungmit aufstehender 5%-iger Natriumchloridlösung. Dabeiist deutlich erkennbar, dass die Eindringtiefe in dem zy-klisch maximal auf Biegezug beanspruchten Balkenbe-reich zwischen den Auflagern mit ca. 24 mm einen deut-lich höheren Wert als im unbeanspruchten Balkenrandmit 18 mm annahm. Der erhöhte Natriumeintrag durchdie zyklische Beanspruchung findet aber auch bei denauf den Feinmörtelanteil bezogenen tiefenaufgelöst er-mittelten Natriumgehalten seinen Niederschlag. So be-trug der vom Basiswert ausgehende mittlere bzw. maxi-male Zuwachs mit 0,16 M.- % bzw. 0,56 M.- % in der zy-klisch beanspruchten Biegezone des Balkens deutlichhöhere Werte als am mechanisch unbeanspruchten Bal-kenrand mit 0,11 M.- % bzw. 0,37 M.- %. Das belegt, dassdie mit der zyklischen Beanspruchung einhergehendeGefügeauf lockerung in der Biegezone des Betonbalkenseine signifikante Erhöhung des Alkalieintrags zur Folgehat.

Bild 4 Schädigungsparameter ϕc nach fünf Mio. Lastzyklen (Balken C 13–15:σo/fct,fl = 0,60) – Vergleich von Experiment und Mehrskalenmodell: Modellergebnis für eine angenommen anisotrope (a) bzw. isotrope (c)Mikrorissverteilung, b) Ergebnis der DünnschliffanalysenMicrocrack damage parameter ϕc after 5 mil. load cycles (Beam C13–15: σo/fct,fl = 0,60) – Comparison between model predictions andmeasurements: a) and c) Model prediction for assumed anisotropic (a)and isotropic (c) distribution of microcracks, b) Measurements fromfinecut microscopy

Bild 5 Versuchsstand zum gleichzeitigen Einwalken einer Prüflösung insechs Betonbalken mittels überrollendem RadTest setup for the measurement of accelerated transport of a salinesolution into six concrete beams enforced by an overrolling tire



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4 Wassereindringversuche 4.1 Eindringverhalten in ungeschädigten Beton

Um die maßgeblichen Prozesse (insbesondere das zeit -liche Vordringen der Medienfront), die für die numeri-sche Simulation unabdingbar sind, zu erfassen, wurdenweitere Eindringprüfungen mit Wasser in teilweise sepa-rat hergestellte Betonprobekörper vorgenommen.

Diese Untersuchungen erfolgten an Probekörpern 20 × 20× 12 cm³, die mit dem gleichen Beton wie die Großbalken(vgl. Tab. 1) hergestellt wurden. Diese Versuchsserienwurden in Anlehnung an die Wassereindringprüfungnach DIN EN 12390-8 [11] durchgeführt. Abweichenddavon wurden Probekörper jeweils nach 0.5, 1, 2, 4, 8, 24,48 und 72 h aus dem Versuchsstand entnommen und ge-

spalten. An den Bruchflächen wurde die maximale Was-sereindringtiefe bestimmt.

Es zeigte sich, dass die Wassereindringtiefe in den erstenvier bis acht Stunden zunächst sehr stark ansteigt und an-schließend abflacht (Bild 7). Der von außen aufgebrachteWasserdruck baut sich offenbar innerhalb der äußeren rd.2 bis 3 cm dicken Randzone so weit ab, dass der weitereWassertransport in das Betoninnere nur mehr über daskapillare Saugen fortgeführt wird.

4.2 Tastversuche mit künstlichem Riss

In Anlehnung an MARSAVINA et al. [12] sind orientierendProbekörper mit künstlichen Rissen hergestellt worden.

Bild 6 Vergleich der mit LIBS ermittelten Natriumverteilung in der mit einer 5 %igen NaCl-Lösung beaufschlagten oberen Betonrandzone des Schwingbalkens der Betonart „A“ ohne und mit zyklischer BiegezugbeanspruchungComparison of the Sodium distribution (LIBS) in the upper surface area of the concrete beam (concrete „A“) after cyclic loading in the unstressed area(bearing area) and the area of maximum stress with a 5 % NaCl-solution on the surface



An diesen wurde die Eindringtiefe nach 8 h, wie in Ab -schn. 4 beschrieben, ermittelt. Wie aus Bild 7 hervorgeht,vergrößerte sich die Wassereindringtiefe bei den Probekör-pern mit künstlichem Riss gegenüber den ungeschädigtenProben in etwa um die Risstiefe, in diesem Fall ca. 20 mm.

4.3 Wasseraufnahme an vorgeschädigten Betonproben

Die zeitliche Entwicklung des Wassereindringens wurdeauch an Kleinproben aus den zyklisch vorgeschädigtenGroßbalken untersucht. Dies erfolgte über die Aufzeich-nung der Wasseraufnahme mittels Karstenröhrchen überdie Zeit. Die Ergebnisse hierzu sind in Bild 8 dargestellt.Es zeigte sich, dass die Wasseraufnahme (durch mehroder weniger rein kapillares Saugen) im nicht vorgeschä-digten Referenzbereich (Teilprobe aus dem Auflager -bereich) deutlich langsamer vonstattengeht als im Be-reich der maximalen Vorschädigung in der Zugzone inFeldmitte.

Auf Basis der in Bild 8 abgebildeten Kurven wurde dieWasserdiffusivität des intakten und des geschädigten Be-tons bestimmt. Hierzu wird ein empirischer Zusammen-hang zwischen der Wasseraufnahme i aus Bild 8 und demSorptionskoeffizienten A

i = A��t (1)

genutzt, um die Wasserdiffusivität Dθ für den teilgesättig-ten Zustand zu bestimmen [6]:

Dθ = Dsexp(kθ) (2)

Darin ist Ds die intrinsische Wasserdiffusivität von Betonbezogen auf den vollgesättigten Zustand. Ds ist eineFunktion des Sorptionskoeffizienten, in welcher der Para-meter k = 7 für Beton gewählt wurde [13]. Tab. 4 enthältdie rechnerisch ermittelte intrinsische WasserdiffusivitätDs für den Auflagerbereich und Zugbereich. Diese Wertewerden in Abschn. 5.3 genutzt, um den gekoppelten Io-nen-Wassertransport im ungeschädigten und geschädig-ten Beton zu modellieren.

5 Numerische Modellierung von Transport -mechanismen in intaktem und geschädigtem Beton

5.1 Feuchtetransport in intaktem Beton 5.1.1 Beschreibung

Der Feuchtetransport in den untersuchten Versuchskör-pern aus intaktem Beton kann mithilfe der Massenbilanz-Gleichung sowie der RICHARDS-Beziehung [6]:

(3)

beschrieben werden. Dabei ist θ der Wassergehalt, p ist derPorenwasserdruck, ϕ ist die für Transportvorgänge zugäng-liche Porosität des Betons, ks ist die intrinsische undkr ∈[0,1] ist die relative, vom Sättigungsgrad abhängige Per-meabilität, μ und ρ sind die dynamische Viskosität und dieDichte des Porenwassers, g ist die Gravitationskonstanteund z gibt den Abstand von der Aufstandsfläche, an der dieWasseraufnahme von außen erfolgt, an. Die relative Per-meabilität kr ∈[0,1] und der Wassersättigungsgrad S ∈[0,1]können mithilfe des MUALEM-VAN-GENUCHTEN-Modells

( )

t·

kk p gzs

r

Bild 7 Wassereindringtiefen an ungeschädigten Proben unter Druck in Anlehnung an DIN EN 12390-8 [11]Water penetration depths in undamaged specimens under pressurebased on DIN EN 12390-8 [11]

Bild 8 Wasseraufnahme mittels KARSTENschem Röhrchen an einer horizon -talen FlächeWater absorption through a test tube according to KARSTEN on a horizontal surface

Tab. 3 Eintragstiefen von Natrium- und Chlor-Ionen im unbelasteten Refe-renzbereich (Auflager) und im zyklisch beanspruchten Zugbereich(Feldmitte)Penetration depth of Sodium- and Chloride-Ions in the unstressed area (bearing area) and the area of maximum stress

Auflagerbereich Max. Zugbereich

Eintragstiefe Gehalt Eintragstiefe Gehalt[mm] [M- %] [mm] [M- %]

Natrium 17 0,40 24 0,65

Chlor 23 0,38 30 0,50

Tab. 4 Intrinsische Wasserdiffusivität Ds des Betons basierend auf den Was-seraufnahmetests für den Auflager- und den Zugbereich des Balkens Intrinsic water diffusivity Ds of concrete obtained from water-uptakeexperiments on specimens corresponding to the tensile and the sup-port zone of the beam

Auflagerbereich Zugbereich

Ds [cm2min–1] 2,3906 × 10–5 8,8027 × 10–5



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[6] in Abhängigkeit vom Sättigungsgrad S und dem Kapil-lardruck pc angegeben werden:

(4)

(5)

wobei α und m (0 < m < 1) Modellparameter sind. Im Fal-le eines vollgesättigten Zustands sind S = 1 und kr = 1. Imungesättigten Beton ist kapillares Saugen, ausgedrücktdurch den Kapillardruck pc, der maßgebende Mechanis-mus für den Feuchtetransport. Setzt man den Gasdruckim Porenraum gleich dem atmosphärischen Druck, kannman mit guter Näherung pc = –p setzen.

5.1.2 Kapillares Saugen

Das Feuchtetransportmodell gemäß Gl. (3) wurde auf Ba-sis von Messungen der Wasseraufnahme durch kapillaresSaugen mittels Neutronenradiografie, die in [14] ausführ-lich dokumentiert wurden, validiert. Nach dem Austrock-nen wurde die Unterseite eines Versuchsbalkens kontinu-ierlich einem Wasserbad ausgesetzt, während die beidenSeitenflächen des Balkens abgedichtet wurden, um an-nährend einen eindimensionalen Wassertransport zu er-möglichen. In gewissen Abständen wurde nach dem Be-ginn der Exposition der Wassergehalt in sehr guter räum-licher Auflösung gemessen. Bild 9 zeigt die Wasserauf-nahmeprofile über die Balkenhöhe zu verschiedenenZeitpunkten. Dabei sind die ausgezogenen Linien die Er-gebnisse des numerischen Modells; die Messergebnissesind als diskrete Punkte dargestellt. Die zugehörigenMUALEM-VAN-GENUCHTEN-Parameter, die für die raum-zeitlichen Analysen herangezogen wurden, sind in Tab. 5zusammengefasst.

k S S S( ) 1 1rm

m1

2

Sg

p1 | |cm

m1

1

5.1.3 Wassereindringung infolge eines an der Oberflächewirkenden Wasserdrucks

Im Rahmen der Forschergruppe wurden weitere Experi-mente zum Wasseraufnahmeverhalten von ungeschädig-tem Beton durchgeführt (vgl. Abschn. 4), wobei zwei Fäl-le untersucht wurden: i) Wasseraufnahme durch kapilla-res Saugen ohne zusätzliche Druckbeaufschlagung, ähn-lich wie zuvor beschrieben, und ii) Wasseraufnahme beieinem an der Unterseite des Probekörpers aufgebrachtenWasserdruck von p = 5 bar. Zu gewissen Zeitpunkten(0,5, 1, 2, 4, 8, 24 und 48 Stunden) wurde die Masse desProbekörpers bestimmt und so die Wasseraufnahmequantifiziert. Diese Versuche wurden ebenfalls mit demnumerischen Feuchtetransportmodell unter Verwendungder in Tab. 5 enthaltenen Parameter für das MUALEM-VAN-GENUCHTEN-Modell analysiert.

Die Ergebnisse der Modellrechnung werden in Bild 10den Messergebnissen für beide Fälle (p = 0 und p = 5 bar)gegenübergestellt. Man erkennt eine sehr gute Überein-stimmung für den Fall p = 0 bar, bei dem die Wasserauf-nahme ausschließlich durch kapillares Saugen getriebenwird. Dagegen unterschätzt das Modell die Wasserauf-nahme für den Fall p = 5 bar in frühem Stadium des Ver-suchs geringfügig. Dies weist darauf hin, dass die klassi-sche Druck-Sättigungsbeziehung um die Berücksichti-gung von Grenzflächeneffekten erweitert werden muss.

5.2 Modellierung von Alkalientransport inungeschädigtem und geschädigtem Beton

Vergleichsanalysen unter Berücksichtigung von Adsorp -tion sowie von Ionen-Ionen-Interaktionen haben gezeigt,

Bild 9 Validierung des numerischen Feuchtetransportmodells anhand vonNachrechnungen eines Wasseraufnahmetests [14]; ausgezogene Linien: Modellergebnisse, diskrete Punkte: Experimentelle ErgebnisseValidation of the numerical model for water transport based on a water-uptake experiment [14], solid lines: model, discrete points: experimental data

Tab. 5 Kalibrierte hydraulische Parameter für das MUALEM-VAN GENUCHTEN

ModellCalibrated hydraulic parameters for the MUALEM – VAN GENUCHTEN Model

ks [m2] α [m–1] m

Wasseraufnahmetest gemäß [10] 3 × 10–17 0,1168 0,51

Wasseraufnahmetest mit und ohne Druckbeaufschlagung 1 × 10–17 0,1349 0,49

Bild 10 Wasseraufnahmeversuch mit und ohne Druckbeaufschlagung: Ver-gleich zwischen Testergebnis (Punkte) und numerischem Modell (ausgezogene Linien)Water uptake experiment with and without external pressure: compar-ison between experimental results (dots) and numerical model (solidlines)



dass deren Einfluss gegenüber den konzentrations- bzw.advektionsgetriebenen Transportanteilen gering ist und da-her vernachlässigt werden kann. Vernachlässigt man elek-trische Wechselwirkungskräfte und Elektrophoresiseffektein konzentrierten Lösungen, kann der Transport von Alka-lien in einem vollgesättigten Porenraum auf Basis der Mas-senbilanz sowie mithilfe des FICKschen Gesetzes

(6)

abgebildet werden. Die räumliche Diskretisierung erfolgtmithilfe der Methode der Finiten Elemente. Dabei istc [mol/m3] die Ionenkonzentration und D ist die effektiveDiffusivität des porösen Gefüges von Beton, die durch

(7)

definiert ist. Dabei ist D0 der intrinsische Diffusionskoef-fizient, I ist ein Einheitstensor und τ ist die sogenannteTortuosität, welche den Einfluss der Komplexität der Po-renstruktur und seine Konnektivität auf den Ionentrans-port berücksichtigt. Auf Basis des im Rahmen der For-schergruppe entwickelten Kaskaden-Mikromechanik-Mo-dells (Cascade Continuum Micromechanics model –CCM) (vgl. [15]) kann die Tortuosität in Abhängigkeit vonder Porosität ϕ und einem sogenannten Kaskaden-Indexn ausgedrückt werden:

(8)

Das CCM für Elektrolyttransport berücksichtigt mehrereHomogenisierungsschritte im Sinne eines Mehrskalen-modells. Der Index n beschreibt die Konnektivität des Po-renraums [16]. Dieser Index wird für Beton auf Basis zahl-reicher Versuchsergebnisse mit n = 8 angegeben.

Die Präsenz von diffus verteilten Mikrorissen im Falle ei-nes vorgeschädigten Betons verändert dessen Eigenschaf-ten in Bezug auf Alkalientransport maßgeblich. Insbeson-dere kann dadurch eine starke Richtungsabhängigkeit(Anisotropie) induziert werden. Zur Berücksichtigung vonVorschädigung wurde im Rahmen der Forschergruppe daszuvor beschriebene Kaskaden-Ionentransportmodell er-weitert. Dazu wurden Mikrorisse geometrisch als Grenz-fall extrem schmaler Ellipsoide idealisiert (sogenannte„Penny-shaped cracks“). Diese sind durch eine Rissdichtesowie durchschnittliche Rissfläche und Rissorientierunggekennzeichnet. Nach einer Homogenisierung (einer ArtDurchschnittsbildung) der Risse im Rahmen eines soge-nannten repräsentativen Elementarvolumens erhält mandie durch Vorschädigung modifizierte Diffusivität zu

Dhom = D0ϕcγ + D (9)

welche nun als Tensor dargestellt werden muss, da dieTransporteigenschaften richtungsabhängig werden kön-nen. In Gl. (9) ist ϕc ∈[0,1] das spezifische Rissvolumen der

1 3 (3 1)

2 3

n

n n n1 ·

ct

c( ) ( D )·

DD I0

Mikrorisse und γ ist ein sogenannter Interaktionstensor,der den Effekt der die Mikrorisse umgebenden porösenMatrix auf die Transporteigenschaften berücksichtigt. De-tails des Ionentransportmodells sind in [15, 16] enthalten.

5.3 Einfluss von Vorschädigung auf den gekoppeltenWasser- und Alkalientransport

Das Eindringverhalten von Tausalzlösungen im vorge-schädigten und im ungeschädigten Beton wurde mithilfeeines numerischen Modells simuliert. Dabei wurde die Fi-nite-Elemente-Methode für die räumliche Diskretisierungherangezogen. Das vollgekoppelte numerische Modellbasiert auf den Bilanzgleichungen für den Feuchte- undden Ionenstrom, der Transport-Gleichung (3) für ungesät-tigte poröse Materialien und dem FICKschen Gesetz (6)für Ionendiffusion, das durch einen advektiven Term

(10)

in dem die Kopplung des Fluid- und des Ionentransports(„Huckepack-Transport“) erfasst wird, ergänzt werdenmuss. Die für die gegenständlichen Finite-Elemente-Ana-lysen verwendeten Transportparameter Dθ sind in Tab. 4zusammengefasst.

In den Analysen wurde zunächst der ungeschädigte Auf-lagerbereich quasi als „intaktes“ Referenzmaterial heran-gezogen. Dafür wurde mit dem Kaskadenindex n = 8 dieTortuosität τ = 62.5 ermittelt. Mit diesen aus dem CCMerhaltenen Werten wurde gemäß Gl. (9) der Diffusionsko-effizient Dhom für drei Varianten (intakter Beton, Betonmit Vorschädigung durch eine isotrope sowie eine aniso-trope Verteilung der Mikrorisse (vgl. auch Abschn. 2)) er-mittelt. In den 2D-numerischen Analysen wurde dieOberfläche eines Balkens nach fünf Mio. Lastzyklen (σo/fct,fl = 0,60) (vgl. Bild 3, Balken C13-15) mit einer NaCl-Lösung (Konzentration 0,3 mol/L) beaufschlagt und diezeitabhängige Eindringtiefe von Natrium-Ionen nume-risch berechnet.

Das Bild 11 zeigt einen Vergleich der Verteilung der Na-trium-Konzentration über die Balkenhöhe zu verschiede-nen Zeitpunkten für eine isotrope (rote Linie) und eineanisotrope (blaue Linie) Mikrorissverteilung. Man er-kennt eine geringfügig größere Eindringtiefe der Natrium-Ionen für den Fall, dass die Mikrorisse orthogonal zurZugspannungsrichtung (bzw. der Balkenachse) orientiertsind.

Bild 12 enthält einen Vergleich der Modellergebnissenach 16 Stunden für den isotrop und anisotrop vorge-schädigten Beton mit den Ergebnissen für die Na-Profilefür den intakten Beton. Es zeigt den großen Einfluss derVorschädigung auf den Na-Transport in Beton.

Das Modell liefert gleichzeitig die zeitliche Entwicklungdes Feuchteprofils. Bild 13 zeigt den Verlauf des Sätti-

ct

c cD( ) ( D )hom·



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gungsgrads über die Balkenhöhe für den isotrop geschä-digten Beton zu vier Zeitpunkten. Ein Vergleich derFeuchtefront mit der Natrium-Eindringungsfront inBild 12 zeigt, dass die Eindringtiefe der Ionen mit derFeuchtesättigung im Wesentlichen übereinstimmt. Darauslässt sich ableiten, dass der Huckepack-Transport dengrößten Anteil am Transport von Natrium-Ionen hat.

6 Zusammenfassung

Die präsentierten Ergebnisse zeigen einen deutlichen Ein-fluss der zyklischen mechanischen Belastung auf das Ein-dringverhalten von Flüssigkeiten und damit auf das Po-tenzial einer intensivierten Schädigung durch AKR. Diebegleitenden Messungen der Ultraschalllaufzeit charakte-risieren eine eindeutige Abhängigkeit der Schädigung von

der Anzahl der durchlaufenden Lastzyklen sowie demSpannungsverhältnis der Oberspannung zur Biegezug -festigkeit der Großbalken. Darüber hinaus wird die De-gradation des Mikrogefüges anhand von rissmikroskopi-schen Auswertungen deutlich.

Es konnte anhand von unterschiedlichen Untersuchungenzum Wassereindringverhalten an geschädigten als auch un-geschädigten Probekörpern eine Abhängigkeit der Wasser-eindringtiefe von der Vorschädigung ausgemacht werden.Zunächst wurde das grundlegende Verhalten an ungeschä-digten Proben sowohl unter Druck als auch im kapillarenSaugen über die Zeit beschrieben. Basierend darauf sinddie Prüfungen auf geschädigte Proben ausgeweitet worden.Es zeigte sich, dass die Wassereindringtiefe höher ist, jestärker die Vorschädigung der Probekörper erfolgte.

Um die Wirkung der Vorschädigung auf gekoppelteFeuchte- und Ionentransportprozesse vorherzusagen,werde der Feuchtetransport und die Alkalidiffusion im in-takten und vorgeschädigten Beton numerisch simuliert.Der Einfluss von Orientierung und Dichte der Mikrorisseauf die effektive Ionendiffusivität wird unter Verwendungeines neuen mikromechanischen Mehrskalenmodells be-rücksichtigt. Wie erwartet, erhöhen die Mikrorisse denFeuchte- und Ionentransport in dem vorgeschädigten Be-ton. Basierend auf den Ergebnissen der numerischen Si-mulation bei anisotroper Verteilung der Mikrorisse inRichtung des Feuchte- und Ionentransports wird eine er-höhte Alkali-Eindringtiefe festgestellt.

Dank

Die Autoren danken der Deutschen Forschungsgemein-schaft für die finanzielle Förderung dieser Arbeit im Rah-men der Teilprojekte TP A, TP B und TP C der Forscher-gruppe 1498 „Alkali-Kieselsäure-Reaktionen in Beton-bauteilen bei gleichzeitiger zyklischer Beanspruchungund externer Alkalizufuhr“.

Bild 11 Numerisch ermittelte Verteilung der Natriumkonzentration entlang derBalkenhöhe nach 4, 8, 12, 16 Stunden für die Annahme einer anisotro-pen (blaue Linie) und einer isotropen (rote Linie) MikrorissverteilungNumerical predictions for the alkali profile along the height of the pre-cracked beam after 4, 8, 12 and 16 hours assuming an anisotropic(blue line) and isotropic (red line) microcrack distribution

Bild 12 Numerisch ermittelte Verteilung der Natriumkonzentration entlang derBalkenhöhe nach 16 Stunden für den ungeschädigten Beton (grüne Linie) sowie die Annahme einer isotropen (rote Linie) sowie aniso -tropen (blaue Linie) Vorschädigung durch MikrorisseNumerical model predictions for the Sodium concentration along theheight of the beam after 16h obtained for the undamaged concrete(green line) and for isotropically (red line) and anisotropically (blueline) pre-damaged concrete

Bild 13 Numerisch ermittelte Feuchteprofile (isotrop vorgeschädigter Beton)entlang der Balkenhöhe nach 4, 8, 12 und16 StundenNumerical predictions of the moisture profile (isotropically pre-dam-aged concrete) along the height of the beam after 4, 8, 12 and 16 hours



Literatur

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[16] TIMOTHY, J. J.; MESCHKE, G.: Diffusion in fracturing porousmaterials: Characterizing topological effects using cascademicromechanics and phase-field models. In: Poromechan-ics V (ASCE), 2013, pp. 2250–2259.

Autoren

M.Sc. Jithender Jaswant TimothyRuhr-Universität BochumLehrstuhl für Statik und DynamikUniversitätsstraße 15044801 [email protected]

M.Sc. Minh NguyenRuhr-Universität BochumLehrstuhl für Statik und DynamikUniversitätsstraße 15044801 [email protected]

Dr.-Ing. Frank WeiseBundesanstalt für Materialforschung und -prüfungUnter den Eichen 8710225 [email protected]

M.Sc. Robin PrzondzionoRuhr-Universität BochumLehrstuhl für BaustofftechnikUniversitätsstraße 15044801 [email protected]

Prof. Dr.-Ing. Rolf BreitenbücherRuhr-Universität BochumLehrstuhl für BaustofftechnikUniversitätsstraße 15044801 [email protected]

Prof. Dr.-techn. Günther MeschkeRuhr-Universität BochumLehrstuhl für Statik und DynamikUniversitätsstraße 15044801 [email protected]

Dir. u. Prof. Dr. rer. nat. Birgit MengBundesanstalt für Materialforschung und -prüfungUnter den Eichen 8710225 [email protected]


DOI: 10.1002/best.201400094

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Colin Giebson, Katja Voland, Horst-Michael Ludwig, Birgit Meng FACHTHEMA

Untersuchungen zur Alkali-Kieselsäure-Reaktion in vorgeschädigten Fahrbahndeckenbetonen

1 Einleitung

Durch die Zunahme von AKR-bedingten Schadensfällenan Fahrbahndecken aus Beton sind in den letzten Jahrendie Notwendigkeit und das Interesse an grundlagenorien-tierten Untersuchungen zu dieser Problematik gestiegen.So konnte bereits gezeigt werden, dass eine äußere Alka-lizufuhr in Form des winterlichen Auftrags von NaCl denVerlauf einer AKR in Betonen mit alkalireaktiven Ge-steinskörnungen erheblich beschleunigen kann [1, 2]. Er-kenntnisse und Erfahrungen der letzten Jahre sind inForm des ARS 04/2013 inzwischen auch in die Praxisüberführt worden [3]. Damit stehen aktuell bereits Rege-lungen und Prüfverfahren zur Verfügung, mit denen sicheine betonschädigende AKR in Fahrbahndecken zukünf-tig deutlich sicherer vermeiden lässt.

Neben dem Problem der äußeren Alkalizufuhr ist in letz-ter Zeit die Frage nach der Rolle von Vorschäden infolgeder zyklischen Verkehrsbelastung in den Fokus gerückt.Dazu werden seit 2012 im Rahmen der DFG-Forscher-gruppe 1498 Untersuchungen durchgeführt [4]. In Vorver-suchen wurde zunächst mithilfe gängiger AKR-Prüfver-fahren eine unter verschiedenen Gesichtspunkten geeig-nete Betonzusammensetzung ausgewählt, die späterdurch eine Reihe definierter Belastungsszenarien vorge-schädigt und unter Berücksichtigung einer äußeren Alka-lizufuhr auf ihr AKR-Schädigungspotenzial hin geprüft

werden soll. Das Ziel ist es, zu klären, welchen Einflusseine mechanisch induzierte Vorschädigung auf die AKRhat. Anhand vorliegender Erfahrungen wurden dafür gro-be Gesteinskörnungen ausgewählt, mit denen es in derPraxis, d. h. in Fahrbahndeckenbetonen unter zyklischermechanischer Belastung und äußerer Alkalizufuhr, nach-weislich zu AKR-Schäden gekommen ist.

Im Folgenden werden Teilergebnisse aus der ersten Phasedes Projekts vorgestellt, in denen die Charakterisierungder Betonausgangsstoffe, die Auswahl der Betonzusam-mensetzung und eine erste Beurteilung des Einflusses ei-ner gezielten Vorschädigung auf den AKR-Verlauf im Vor-dergrund stehen. Die Untersuchungen wurden am F.A.Finger-Institut für Baustoffkunde (Weimar) und an derBundesanstalt für Materialforschung und -prüfung (Ber-lin) durchgeführt. Weitere Hintergründe und Ergebnisseaus den vernetzt durchgeführten Untersuchungen an deninsgesamt fünf Forschungsstellen können [4, 5] entnom-men werden.

2 Versuchsdurchführung2.1 Ausgangsstoffe

Für die Untersuchungen wurde eine Betonzusammenset-zung für Fahrbahndecken (D > 8) nach TL Beton-StB 07zugrunde gelegt und zunächst in zwei Varianten geprüft

In Betonbauteilen unter gleichzeitiger zyklischer Beanspru-chung und externer Alkalizufuhr ist die Gefahr von Schäden in-folge oder unter Mitwirkung einer Alkali-Kieselsäure-Reaktion(AKR) besonders hoch. Dies betrifft insbesondere Fahrbahnde-cken, bedingt durch den zunehmenden Schwerlastverkehr undden winterlichen Auftrag des Enteisungsmittels NaCl. Spezielldie Rolle einer mechanischen Vorschädigung des Betons infol-ge der Verkehrsbeanspruchungen auf den Ablauf einer AKR istdabei aber noch nicht in ausreichendem Umfang geklärt. EinTeil der dazu seit 2012 durchgeführten Untersuchungen im Rah-men der DFG-Forschergruppe 1498 soll im Folgenden vorge-stellt werden. Es zeigte sich, dass eine AKR in definiert mecha-nisch vorgeschädigten Betonprobekörpern mit alkalireaktivenGesteinskörnungen und unter äußerer Alkalizufuhr vor allemfrüher beginnt als in äquivalenten Probekörpern ohne Vorschä-digung. Grund dafür ist das schnellere und tiefere Eindringenvon Wasser und insbesondere gelöstem NaCl in den Beton,wodurch Na-Ionen als Reaktionspartner für eine AKR früherund langfristig auch in größerer Menge verfügbar sind.

Investigations into alkali-silica reaction in pre-damagedpavement concretes In concrete elements, simultaneously subjected to cyclic load-ings and external alkalis, the risk for damages caused by or un-der participation of an alkali-silica reaction (ASR) is particularlyhigh. This concerns especially concrete pavements due to theincreasing heavy load traffic and the wintry application of NaCldeicer. Notably the role of a mechanical pre-damage of con-crete caused by traffic loadings on the course of the ASR islargely unclear. A part of the investigations that has been con-ducted since 2012 into this issue within the scope of the DFG(German research foundation) funded research group 1498shall be introduced in the following. It was evident that an ASRin defined mechanically pre-damaged concrete prisms with al-kali-reactive aggregates and under an external supply of alka-lis started earlier than in equal prisms without a pre-damage.The reason for this is the faster and deeper ingress of waterand particularly of dissolved NaCl into the concrete, by whatNa ions as reaction partner for an ASR are available earlierand, in the long-term, in greater amounts too.


C. Giebson, K. Voland, H.-M. Ludwig, B. Meng: Untersuchungen zur Alkali-Kieselsäure-Reaktion in vorgeschädigten Fahrbahndeckenbetonen

(Tab. 1). Im Beton „A“ kamen als grobe Gesteinskörnun-gen ausschließlich Granodiorit-Splitte (2/8, 8/16, 16/22)aus der Lausitz zum Einsatz. Mit Granodiorit, einemlangsam und spät reagierendem Gestein, wurden bereitsAKR-Schäden an Fahrbahndecken nachgewiesen [6, 7].Dabei zeigte sich, dass Granodiorite mit Schnelltests al-lein nicht zuverlässig als alkalireaktiv erkannt werden.Auch für die hier eingesetzten Granodiorit-Splitte erga-ben sich mit den nach ARS 04/2013 durchgeführten zweiSchnelltests unkritische Dehnungen (Bilder 1 und 2).

Die petrografische und mineralogische Charakterisie-rung des hier eingesetzten Granodiorits ergab einen mitt-leren Quarzgehalt von 25 M.-% (Tab. 2). Dabei weist derQuarz ausschließlich xenomorphe Formen auf und zeigthäufig eine deutliche bis starke undulöse Auslöschung,d. h. es handelt sich überwiegend um gestressten Quarz[8]. Als Besonderheit fiel eine häufige Durchsetzung derQuarze mit Flüssigkeitseinschlüssen auf, die sich teil -weise zu sog. „Fluid-Trails“ aneinanderreihen. Ob auchsolche, meist salinare, Einschlüsse das AKR-Verhaltendes Quarzes beeinflussen können, ist bislang noch unbe-kannt.

Im Beton „C“ wurde in der Korngruppe 2/8 alternativein Kies-Splitt vom Oberrhein eingesetzt. Mit gebroche-nen Kiesen vom Oberrhein sind bereits nachweislichAKR-Schäden an Fahrbahndecken aus Beton aufgetreten[6, 9]. Während sich dementsprechend im Mörtelschnell-test (Bild 2) zeigt, dass auch der hier eingesetzte Kies-Splitt 2/8 als alkalireaktiv einzustufen ist, ergibt sich imErgebnis des Schnellprüfverfahrens (Bild 1) nur einegrenzwertige, formal noch unkritische Dehnung. DiesesErgebnis verdeutlicht einmal mehr, dass Prüfverfahrenzu widersprüchlichen Aussagen führen können, weshalbin der Regel mehrere Prüf- und Untersuchungsverfahrenkombiniert angewandt werden und langfristig eine Verifi-zierung mit Praxiserfahrungen notwendig ist. Die durch-geführte petrografische Charakterisierung zeigte weiter,dass sich der Kies-Splitt im Wesentlichen aus Quarzen(41,3 M.-%), Grauwacken und Quarziten (36,7 M.-%) so-wie Plutoniten und Metamorphiten (12,9 M.-%) zusam-mensetzt. Als untergeordnete Bestandteile sind geringeAnteile Flint (3,7 M.-%), Radiolarit (2,0 M.-%) sowieSand- und Kalkstein (je 1,7 M.-%) enthalten. Der Anteilvon Quarz als Mineralphase liegt mit 83 M.-% dement-sprechend hoch (Tab. 2), wobei das maßgebliche AKR-Potenzial von den langsam und spät reagierenden Be-standteilen ausgeht.

Als feine Gesteinskörnung wurde ein Sand 0/2 aus einemGewinnungsgebiet des Rheins (nicht Oberrhein) einge-setzt. Mit 78 M.-% ist der Quarzgehalt für einen Sandeher gering, dafür sind entsprechende Anteile an Feldspä-ten enthalten (Tab. 2). Im Ergebnis der Schnelltests (Bil-

Tab. 1 Betonzusammensetzung A und CConcrete composition A and C

Bestandteil Menge

Zement CEM I 42,5 N 360 kg/m³

Gesteinskörnungen

Sand 0/2 Rhein 28 Vol.- %

A* Splitt 2/8 Granodiorit, Lausitz15 Vol.- %C* Kies-Splitt 2/8 Oberrhein

Splitt 8/16 Granodiorit, Lausitz 27 Vol.- %


Wasser 151,2 kg/m³

Luft 4,0–4,5 Vol.- %

* Variante A oder C

Bild 1 Dehnungsverläufe während des Schnellprüfverfahrens bei 80 °C für die eingesetzten GesteinskörnungenResults of the 80 °C mortar-bar test for the used aggregates

Bild 2 Dehnungsverläufe während des Mörtelschnelltests bei 70 °C für dieeingesetzten GesteinskörnungenResults of the 70 °C mortar-bar test for the used aggregates

Tab. 2 Mineralphasenzusammensetzung der eingesetzten Gesteins -körnungenMineral phase composition of the used aggregates

Bestandteil Sand Kies-Splitt Granodiorit [M.-%] 0/2 2/8 2/22

Quarz 78,2 83,3 25,1

Plagioklas 7,1 3,9 45,1

Orthoklas 9,8 4,6 13,0

Biotit – – 10,0

Chlorit 1,6 < 1 3,8

Muskovit 1,7 1,7 3,0

Pyrit – – << 0,5

Calcit 1,6 5,5 –


C. Giebson, K. Voland, H.-M. Ludwig, B. Meng: Investigations into alkali-silica reaction in pre-damaged pavement concretes

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der 1 und 2) muss der Sand orientierend als alkalireaktiveingestuft werden.

Der eingesetzte Zement (CEM I 42,5 N) erfüllt mit ei-nem Na2O-Äquivalent von 0,73 M.-% die Anforderungder TL Beton-StB 07 an den Alkaligehalt von CEM I-Ze-menten (≤ 0,80 M.-%) für Fahrbahndecken aus Beton[10]. Auch die darüber hinausgehenden Anforderungenan Zemente für den Bau von Fahrbahndecken werdenerfüllt (Tab. 3). Bei einem w/z-Wert von 0,42 wurde miteinem üblichen Luftporenbildner ein Luftgehalt von4,0–4,5 Vol.- % entsprechend TL Beton-StB 07 eingestellt[10], damit die beiden hergestellten Fahrbahndecken -betone einen ausreichenden Frost-Tausalzwiderstandaufweisen.

2.2 Prüf- und Untersuchungsverfahren

Es wurden zunächst der Betonversuch mit Nebelkammer-lagerung bei 40 °C und der Betonversuch bei 60 °C überWasser (ohne äußere Alkalizufuhr) durchgeführt. Dabeiwurde zum einen die Alkalireaktivität des Granodioritsbzw. des Gemischs aus Granodiorit und Kies-Splitt nachAlkali-Richtlinie (Teil 3), d. h. mit der dort vorgeschriebe-nen Betonzusammensetzung (Tab. 4), beurteilt [11]. Au-ßerdem wurden die Betone „A“ und „C“ mit Fahrbahnde-ckenzement (Tab. 1) mit der Nebelkammerlagerung bei40 °C bzw. mit einer Lagerung bei 60 °C über Wasser ge-prüft, wobei der Alkaligehalt des Zements durch die Zu-gabe von NaCl zum Anmachwasser auf 1,30 M.-% ange-hoben wurde. Dadurch sollte zunächst abgeschätzt wer-den, wie sich die später noch separat zu realisierende äu-

ßere Alkalizufuhr durch das Einwalken von NaCl-Lösung[4] in den beiden Prüfverfahren auswirkt.

Als AKR-Performance-Prüfung kam die FIB-Klimawech-sellagerung nach ARS 04/2013 zum Einsatz [1 bis 3, 6 bis8]. Die Betone „A“ und „C“ mit Fahrbahndeckenzement(Tab. 1) wurden dabei jeweils unter Einwirkung von Wasser bzw. NaCl-Lösung geprüft. Die Vorschädigungwurde realisiert, indem zunächst ein großformatiger Bal-ken (27 × 50 × 200 cm³) mithilfe eines zyklischen Vier-punktbiegezugversuchs mechanisch belastet wurde. DieBelastung setzt sich aus Ruhe- und Belastungszyklen zu-sammen, wobei der Balken insgesamt fünf MillionenLastwechseln unterzogen wurde. Eine ausführliche Be-schreibung der gewählten Belastungsbedingungen und ei-ne detaillierte Darstellung der dazu an einem Balken er-zielten Ergebnisse können [5] entnommen werden.

Nach der Vorschädigung wurden für die sich anschließen-de FIB-Klimawechsellagerung entsprechende Probekör-per (10 × 10 × 40 cm³) aus dem Großbalken gewonnen.Nach der FIB-Klimawechsellagerung wurde ein Na- undCl-Profil mittels Laser-Induced Breakdown Spectroscopy(LIBS) an ungeschädigten und mechanisch vorgeschädig-ten Probekörpern ermittelt. Vergleichend dazu wurdenauch Referenzprobekörper, die nach der Herstellung kon-stant bei 20 °C und 65 % rel. Luftfeuchte lagerten, hin-sichtlich ihrer Na- und Cl-Verteilung analysiert. Dafürwurde aus den Balken eine jeweils ca. 2 cm dicke Scheibetrocken herausgesägt und mittels LIBS (Innolas Spitlight600) untersucht [12 bis 16].

Ergänzend wurden nach der FIB-Klimawechsellagerungvon ausgewählten Betonprobekörpern Dünnschliffe (6 ×10 cm²) für eine lichtmikroskopische Untersuchung imPolarisationsmikroskop (POLMI JENALAB, ZEISS) her-gestellt. Vor dem Schleifen der Dünnschliffe auf eine Di-cke von ca. 25 μm werden die Betonproben mit einemgelben Harz vakuumgetränkt, weshalb alle Poren undRisse im parallel polarisierten Licht gelb erscheinen.

Tab. 3 Analyse des Fahrbahndeckenzements (CEM I 42,5 N)Pavement cement analysis (CEM I 42.5 N)

Kennwert Einheit Größe

Dichte [g/cm³] 3,134

spez. Oberfläche (Feinheit) [cm²/g] 3.050

Erstarrungsbeginn [hh:min] 03:00

Erstarrungsende [hh:min] 03:45

Wasseranspruch [M.-%] 26,3

Raumbeständigkeit [mm] 1,00

Normdruckfestigkeit (2 d) [N/mm²] 23,4

Normdruckfestigkeit (28 d) [N/mm²] 50,0

Normbiegezugfestigkeit (28 d) [N/mm²] 8,8

Trockenverlust [M.-%] 0

Glühverlust [M.-%] 2,1

SiO2 [M.-%] 21,4

Al2O3 [M.-%] 5,4

Fe2O3 [M.-%] 1,7

CaO [M.-%] 64,1

MgO [M.-%] 0,7

K2O [M.-%] 0,56

Na2O [M.-%] 0,36

SO3 [M.-%] 3,1

Tab. 4 Betonzusammensetzung für den Betonversuch mit Nebelkammerlage-rung bei 40 °C und den Betonversuch bei 60 °C über Wasser nach Alkali-Richtlinie [11]Concrete composition for the fog chamber test at 40 °C and the 60 °Ctest according to the Alkali-Guideline [11]

Bestandteil Menge

Prüfzement CEM I 32,5 R 400 kg/m³

Gesteinskörnungen

Sand 0/2 Rhein 30 Vol.- %

Splitt 2/8** Granodiorit, Lausitz20 Vol.- %Kies-Splitt 2/8** Oberrhein



Wasser 180 kg/m³

Luft ∼1,5 Vol.- %

* Na2O-Äquivalent 1,30 M.-% ** Splitt 2/8 oder Kies-Splitt 2/8



3 Ergebnisse und Diskussion3.1 Nebelkammerlagerung bei 40 °C

Im Ergebnis des Betonversuchs mit Nebelkammerlage-rung bei 40 °C unter Verwendung von Prüfzement (Tab. 4)zeigte sich, dass bei Einsatz des Granodiorits (2/8, 8/16,16/22) die Dehnung den Grenzwert von 0,6 mm/m nach9 Monaten nicht überschritt (Bild 3). Auch am Würfel(30 × 30 × 30 cm³) wurden keine kritischen Rissweiten,d. h. w < 0,20 mm, festgestellt. Bei der Prüfung des Ge-mischs aus Granodiorit (8/16, 16/22) und Kies-Splitt(2/8) überschritt die Dehnung den Grenzwert hingegennach 6 Monaten (Bild 3). Am Würfel wurden jedoch keine kritischen Rissweiten festgestellt.

Für die Betone „A“ und „C“ mit Fahrbahndeckenzement(Tab. 1) zeigten sich während der Nebelkammerlagerungbei 40 °C trotz der Aufdotierung mit NaCl keine kriti-schen Dehnungen (Bild 4) und auch keine kritischenRissweiten am Würfel.

Aus dem Betonversuch mit Nebelkammerlagerung bei40 °C ergibt sich formal, dass offenbar nur von dem Ge-steinskörnungsgemisch aus Granodiorit und Kies-Splitteine AKR-Gefahr ausgeht, während der Granodiorit al-lein als unbedenklich beurteilt wird. Im Fall der praxisna-hen Betone mit Fahrbahndeckenzement zeigte sich je-doch, dass bei der Nebelkammerlagerung bei 40 °C selbstdurch die Anhebung des Alkaligehalts von 2,6 auf 4,7 kg(Na2Oäq)/m³ durch die Aufdotierung mit NaCl keine kri-tischen Dehnungen auftraten. Damit besitzen die Beton-zusammensetzungen mit dem Fahrbahndeckenzementfür die geplanten Untersuchungen zur Vorschädigung zu-mindest unter Einsatz der Nebelkammerlagerung ein zugeringes Dehnungspotenzial. Ausgehend von dazu kor-respondierenden Ergebnissen aus anderen Untersuchun-gen in [1, 2, 6, 7] wurden die Betone mit zwei weiterenAKR-Prüfverfahren untersucht.

3.2 Lagerung bei 60 °C über Wasser

Im Ergebnis des Betonversuchs bei 60 °C über Wasser un-ter Verwendung von Prüfzement (Tab. 4) zeigte sich, dasses sowohl bei der Prüfung des Granodiorits (2/8, 8/16,16/22) als auch bei der Prüfung des Gemischs aus Grano-diorit (8/16, 16/22) und Kies-Splitt (2/8) bereits nach 1Monat zu einer Überschreitung des Grenzwerts von0,3 mm/m kam (Bild 5). Im weiteren Verlauf stiegen dieDehnungen stark an und für den Granodiorit ergabensich schließlich deutlich höhere Dehnungen als für dasGemisch aus Granodiorit und Kies-Splitt. Auch für diemit NaCl aufdotierten Betone „A“ und „C“ mit dem Fahr-bahndeckenzement (Tab. 1) zeigten sich während der La-gerung bei 60 °C über Wasser bereits nach 1 Monat kriti-sche Dehnungen (Bild 6). Im Verlauf der Prüfung stiegendie Dehnungen auch hier weiter an, aber trotz des infolgeder Aufdotierung mit NaCl höheren Alkaligehalts von4,7 kg (Na2Oäq)/m³ deutlich langsamer als für die Betonemit Prüfzement bei einem Alkaligehalt von 5,2 kg(Na2Oäq)/m³. Aus diesem Grund wurde die Lagerungs-dauer von regulär 5 auf 9 Monate verlängert.

Bild 3 Dehnungsverläufe während des Betonversuchs mit Nebelkammer -lagerung bei 40 °C (mit Prüfzement) für den Granodiorit und das Ge-misch aus Granodiorit und Kies-Splitt (Tab. 4)Results of the fog chamber test at 40 °C (with high-alkali cement) forthe granodiorite and the blend of granodiorite and crushed gravel(Tab. 4)

Bild 4 Dehnungsverläufe während der Nebelkammerlagerung bei 40 °C fürdie mit NaCl aufdotierten Betone „A“ und „C“ (Tab. 1)Results for the NaCl-boosted concrete mixtures “A” and “C” (Tab. 1)during the storage at 40 °C in the fog chamber

Bild 5 Dehnungsverläufe während des Betonversuchs bei 60 °C über Wasser(mit Prüfzement) für den Granodiorit und das Gemisch aus Granodioritund Kies-Splitt (Tab. 4)Results of the 60 °C test (with high-alkali cement) for the granodioriteand the blend of granodiorite and crushed gravel (Tab. 4)



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Das unterschiedliche Dehnungsverhalten zwischen denBetonen mit Prüfzement (Bild 5) und den mit NaCl auf-dotierten Betonen „A“ und „C“ mit Fahrbahndeckenze-ment (Bild 6) lässt sich u. a. auch mit der höheren Auslau-gung aus den Probekörpern der aufdotierten Betone be-gründen. Während bei den Betonen mit Prüfzement nacheiner Lagerungsdauer von 9 Monaten ca. 200 mg Na- undca. 500 mg K-Ionen je Probekörper ausgelaugt wurden,waren es bei den mit NaCl aufdotierten Betonen nach dergleichen Zeit ca. 1 100 mg Na- und ca. 300 mg K-Ionen.

Damit unterscheiden sich die Ergebnisse des Betonver-suchs bei 60 °C über Wasser in zweierlei Hinsicht von denErgebnissen des Betonversuchs mit Nebelkammerlage-rung bei 40 °C. Zum einen ergibt sich für den Granodioritim klaren Gegensatz zum Betonversuch mit Nebelkam-merlagerung bei 40° C ein deutliches AKR-Potenzial.Zum anderen wird das AKR-Potenzial des Gemischs ausGranodiorit und Kies-Splitt geringer als das des Grano-diorits allein eingestuft. Dies zeigt sich in gleicher Weisefür die Betone „A“ und „C“ mit Fahrbahndeckenzement,auch wenn trotz der Aufdotierung bei Weitem nicht dieDehnungsniveaus wie beim Einsatz des Prüfzements er-reicht werden. Beide Betonzusammensetzungen mit demFahrbahndeckenzement wären damit aufgrund ihresDehnungspotenzials nach der Lagerung bei 60 °C überWasser für die geplanten Untersuchungen zur Vorschädi-gung geeignet, bevorzugt Beton „A“. Vorerst bleibt jedochunklar, warum sich für den Beton „A“ ein höheres AKR-Potenzial zeigt als für den Beton „C“ mit dem Kies-Splitt.Die Ergebnisse zeigen aber generell, dass von dem Grano-diorit trotz der nur geringen Dehnungen in den Schnell-tests und im Betonversuch mit Nebelkammerlagerung bei40 °C nach Alkali-Richtlinie, Teil 3 [11] ein erheblichesAKR-Potenzial im Beton ausgehen kann.

3.3 FIB-Klimawechsellagerung

Im Ergebnis der hier als AKR-Performance-Prüfung ein-gesetzten FIB-Klimawechsellagerung zeigte sich für Be-ton „A“ und „C“ ein ähnlicher Dehnungsverlauf (Bild 7).

Für beide Betone übersteigt die Dehnung unter Einwir-kung der NaCl-Lösung den Grenzwert von 0,5 mm/mnach dem 8. Zyklus bzw. nach 6 Monaten. Erst im späte-ren (> 8. Zyklus) Verlauf zeigen sich für den Beton „C“,d. h. bei Einsatz des Kies-Splittes, signifikant höhere Deh-nungen. Unter Einwirkung von Wasser wird der Grenz-wert von 0,4 mm/m für beide Betone bis zum Abschlussder FIB-Klimawechsellagerung hingegen nicht überschrit-ten.

Damit ergibt sich für beide Betone jeweils nur unter äuße-rer Alkalizufuhr ein hohes AKR-Schädigungspotenzial,was sich anhand der angeschlossenen Dünnschliffunter-suchungen auch bestätigte. So zeigten sich unter Einwir-kung der NaCl-Lösung deutlich mehr AKR-Merkmale inForm von AKR-Gel und Mikrorissen (Bild 8). Dabei wa-

Bild 6 Dehnungsverläufe während der Lagerung bei 60 °C über Wasser fürdie mit NaCl aufdotierten Betone „A“ und „C“ (Tab. 1)Results for the NaCl-boosted concrete mixtures “A” and “C” (Tab. 1)during the storage at 60 °C above water

Bild 7 Dehnungsverläufe während der FIB-Klimawechsellagerung für dienicht aufdotierten Betone „A“ und „C“ (Tab. 1)Results of the FIB cyclic climate storage test for the unboosted concrete mixtures “A” and “C” (Tab. 1)

Bild 8 Dünnschliffe (10 × 6 cm²) aus Probekörpern des Betons „C“ nach12 Zyklen der FIB-Klimawechsellagerung unter Einwirkung von Was-ser (links) bzw. NaCl-Lösung (rechts) mit Kennzeichnung der AKR-Merkmale (rote Kreise)Thin sections (10 × 6 cm²) from prisms of concrete “C” after 12 cyclesin the FIB cyclic climate storage test exposed to water (left) and NaCl-solution (right) respectively with the ASR-markings (red circles)



ren einzelne Granodiorit-Splittkörner sowie Grauwacke-,Kieselkalk- und Radiolaritkörner aus dem Kiesanteil (Be-ton „C“), aber auch Quarzkörner aus dem Sandanteil voneiner AKR betroffen.

Im Gegensatz zur Nebelkammerlagerung bei 40 °C be-steht im Ergebnis der FIB-Klimawechsellagerung sowohlfür den Beton „A“ als auch für den Beton „C“ ein deut -liches AKR-Potentzial unter äußerer Alkalizufuhr. DieLagerung bei 60 °C über Wasser zeigte im Ergebnis für al-le geprüften Betone ebenfalls ein deutliches AKR-Poten -zial, jedoch lag die Dehnung für die Betone mit dem Gra-nodiorit immer über den Betonen mit dem Gemisch ausGranodiorit und Kies-Splitt. Die Ergebnisse der FIB-Kli-mawechsellagerung unter äußerer Alkalizufuhr stimmenmit den Praxiserfahrungen beim Einsatz von Granodioritund Kies-Splitt vom Oberrhein in Fahrbahndecken über-ein, sowohl in Form der Einzelergebnisse als auch im Ver-gleich beider Betone zueinander. Aufgrund ihres Deh-nungspotenzials in der FIB-Klimawechsellagerung sinddie beiden Betone für die geplanten Untersuchungen zurVorschädigung geeignet, bevorzugt Beton „C“.

3.4 Einfluss der mechanischen Vorschädigung

Anhand der Ergebnisse aus den AKR-Prüfverfahren wur-de entschieden, alle weiteren Untersuchungen nur nochmit Beton „C“ durchzuführen. In einem ersten Versuchwurden aus einem Großbalken gewonnene, vorgeschä-digte Probekörper mit der FIB-Klimawechsellagerung ge-prüft. Der Großbalken durchlief zuvor im Rahmen desVierpunktbiegezugversuchs fünf Millionen Lastwechsel,was zu einem Abfall des relativen dynamischen E-Modulsauf bis zu 92 % des Ausgangswerts führte [4, 5]. In zukünf-tigen Untersuchungen sollen mit einer Reihe von Belas-tungsszenarien verschiedene Schädigungsgrade erreichtund hinsichtlich ihres Einflusses auf den AKR-Verlaufmiteinander verglichen werden.

Im Ergebnis der FIB-Klimawechsellagerung zeigten sichfür die vorgeschädigten Probekörper unter Einwirkungvon NaCl-Lösung und Wasser generell höhere Dehnun-gen als für die nicht vorgeschädigte Referenzserie(Bild 9). Anhand der zwischen dem 2. und 6. Zyklus glei-chen Dehnungsanstiege für die vorgeschädigten undnicht vorgeschädigten Probekörper deutet sich weiter an,dass die AKR in beiden Fällen zunächst mit gleicher Ge-schwindigkeit abläuft. Im Fall der Vorschädigung zeigtsich aber anhand der seit dem 2. Zyklus höheren Deh-nung, dass es offenbar zu einem früheren Beginn derAKR kommt. Unter Einwirkung der NaCl-Lösung zeigtsich erst ab dem 6.–8. Zyklus, dass die Dehnung der vor-geschädigten Probekörper nicht mehr parallel zur Deh-nung der nicht vorgeschädigten Proben verläuft, was aufeine spätere Verstärkung der AKR durch eine größereMenge an eingedrungener NaCl-Lösung hindeuten könn-te. Um dieser Frage weiter nachzugehen, wurden nachAbschluss der FIB-Klimawechsellagerung die NaCl-Ein-dringtiefen mittels LIBS bestimmt.

Im Bild 10 ist zunächst die Na- und Cl-Verteilung in einerkonstant bei 20 °C und 65 % rel. Luftfeuchte gelagertenReferenzprobe, d. h. ohne äußere NaCl-Zufuhr, darge-stellt. Es zeigte sich ein hoher Na-Gehalt in der Gesteins-

Bild 9 Dehnungsverläufe während der FIB-Klimawechsellagerung für denBeton „C“ (Tab. 1), jeweils ohne und mit VorschädigungResults of the FIB cyclic climate storage test for the unboosted concrete mixture “C” (Tab. 1), non-damaged and pre-damaged respec-tively

Bild 10 Na- und Cl-Verteilung über den Querschnitt einer bei 20 °C und 65 %rel. Luftfeuchte gelagerten Referenzprobe des Betons „C“Distribution of Na and Cl over the cross section of a reference sampleof concrete “C”, stored at 20 °C and 65 % RH



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körnung (Feldspäte), sodass vor Ermittlung des Tiefen-profils die grobe Gesteinskörnung, basierend auf einemCa-Kriterium, aus den Betrachtungen eliminiert wurde.Die schließlich ermittelten Basiswerte des Betons „C“ lie-gen bei 0,11 M.-% Natrium und 0,10 M.-% Chlor. Analogwurde im nächsten Schritt die Na- und Cl-Verteilung aneinem nicht vorgeschädigten und mit der FIB-Klima-wechsellagerung bis zum 12. Zyklus unter Einwirkungvon NaCl-Lösung geprüften Probekörper bestimmt(Bild 11). Eine klassische Interpretation der Daten, dievon einem Eindringen bis zu einer Tiefe mit einer nahezukonstanten Na- und Cl-Konzentration ausgeht, würdehier eine Eindringtiefe von ca. 40 mm für Natrium undca. 50 mm für Chlor ergeben. Aufgrund der höheren Ba-siswerte von 0,17 M.-% (Na) bzw. 0,16 M.-% (Cl) im Ver-gleich zur Referenzprobe muss jedoch noch von einemdeutlich tieferen Eindringen der NaCl-Lösung ausgegan-gen werden, mindestens bis in eine Tiefe von 80 mm.

Vergleicht man diese Ergebnisse mit den an einem vorge-schädigten und mit der FIB-Klimawechsellagerung unterEinwirkung von NaCl-Lösung bis zum 12. Zyklus geprüf-ten Probekörper, stellt man fest, dass hier sogar ein Basis-wert von 0,32 M.-% Natrium und 0,28 M.-% Chlor vor-liegt (Bild 12). Dabei ist für Natrium kein Konzentrations-gefälle mehr erkennbar, während die Cl-Konzentrationbis in eine Tiefe von ca. 50 mm abnimmt. Im Vergleich zuden Basiswerten der Referenzprobe muss sowohl für Na-

trium als auch für Chlor von einer Eindringtiefe über80 mm ausgegangen werden. Vor diesem Hintergrunddeutet sich an, dass bisher bestimmte Eindringtiefen inPraxisbetonen unterschätzt wurden, da hier ein Vergleichmit Basiswerten von unbelasteten Referenzproben in derRegel nicht möglich ist. Dieser Annahme wird zukünftigweiter nachgegangen.

Anhand der LIBS-Ergebnisse lässt sich schlussfolgern,dass die mechanisch induzierte Vorschädigung das späte-re Eindringen von NaCl-Lösung deutlich begünstigt hat.Na-Ionen stehen damit zunächst früher und langfristigauch in größerer Menge als Reaktionspartner für eineAKR zur Verfügung. Damit lassen sich die höheren Deh-nungen der vorgeschädigten Probekörper im Verlauf derFIB-Klimawechsellagerung unter Einwirkung der NaCl-Lösung auf eine insgesamt verstärkt abgelaufene AKR zu-rückführen.

4 Zusammenfassung

Aus den hier im Rahmen der DFG-Forschergruppe 1498durchgeführten Untersuchungen lässt sich am Ende derersten Projektphase ableiten, dass eine mechanische Vor-schädigung des Betongefüges den Ablauf einer AKR be-günstigt. Infolge des beschleunigten Eindringens vonWasser bzw. NaCl-Lösung kommt es dabei vor allem zu

Bild 11 Na- und Cl-Verteilung über den Querschnitt einer Probe des Betons„C“ ohne Vorschädigung nach 12 Zyklen FIB-Klimawechsellagerungunter Einwirkung von NaCl-LösungDistribution of Na and Cl over the cross section of an non-damagedsample of concrete “C” after 12 cycles in the FIB cyclic climate stor-age test exposed to NaCl-solution

Bild 12 Na- und Cl-Verteilung über den Querschnitt einer Probe des Betons„C“ mit Vorschädigung nach 12 Zyklen FIB-Klimawechsellagerung unter Einwirkung von NaCl-LösungDistribution of Na and Cl over the cross section of a pre-damagedsample of concrete “C” after 12 cycles in the FIB cyclic climate storage test exposed to NaCl-solution

Literatur

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[2] GIEBSON, C.: Die Alkali-Kieselsäure-Reaktion in Beton fürFahrbahndecken und Flugbetriebsflächen unter Einwirkungalkalihaltiger Enteisungsmittel. Dissertation, F.A. Finger-In-stitut für Baustoffkunde, Bauhaus-Universität Weimar(2013).

[3] Bundesministerium für Verkehr, Bau- und Stadtentwick-lung: Allgemeines Rundschreiben Straßenbau Nr. 04/2013,Sachgebiet 06.1: Straßenbaustoffe; Anforderungen, Eigen-schaften/Sachgebiet 04.4: Straßenbefestigung; Bauweisen,Betreff: Vermeidung von Schäden an Fahrbahndecken ausBeton in Folge von Alkali-Kieselsäure-Reaktion (AKR).

[4] PRZOND ZIONO, R.; TIMOTHY, J. J.; NGUYEN, M. N.; WEISE,F.; BREITENBÜCHER, R.; MESCHKE, G.; MENG, B.: Vorschä-digungen in Beton infolge zyklischer Beanspruchungen undderen Auswirkung auf Transportprozesse im Hinblick auf

eine schädigende AKR. Beton- und Stahlbetonbau 110(2015), H. 1, S. 3–12.

[5] WEISE, F.; WIEDMANN, A.; VOLAND, K.; KOTAN, E.; EHRIG,K.; MÜLLER, H. S.: Auswirkungen von Ermüdungsbean-spruchungen auf Struktur und Eigenschaften von Fahr-bahndeckenbeton. Beton- und Stahlbetonbau 110 (2015),H. 1, S. 22–33.

[6] STARK, J.; FREYBURG, E.; SEYFARTH, K.; GIEBSON, C.; ERFURT, D.: 70 Years of ASR with No End in Sight? ZKGInternational, No. 4-2010, pp. 86–95 (part 1) and No. 5-2010, pp. 55–70 (part 2).

[7] SEYFARTH, K.; GIEBSON, C.; STARK, J.: AKR-Performance-Prüfung für Fahrbahndecken aus Beton: Erfahrungen ausLabor und Praxis im Vergleich. 17. Internationale Baustoff-tagung (ibausil), Weimar, Tagungsbericht Band 2 (2009), S.255–260.



einem früheren Beginn der AKR im Vergleich zu einemäquivalenten, nicht vorgeschädigten Beton. Dabei bleibtdie Reaktionsgeschwindigkeit offenbar zunächst gleich,d. h., nach der Initiierung der AKR läuft diese in einemvorgeschädigten bzw. nicht vorgeschädigten Beton untersonst gleichen Bedingungen in etwa gleich schnell ab.Erst im späteren Verlauf deutet sich unter äußerer Alkali-zufuhr eine Verstärkung der AKR an, bedingt durch diedann insgesamt größere Menge an eingedrungenemNaCl. In Bezug auf Praxiserfahrungen bestätigen die Er-gebnisse, dass AKR-Schäden zuerst in vorgeschädigtenBereichen eines Betonbauteils auftreten werden. Dabeihandelt es sich im Fall der Fahrbahndecken um die Berei-che der Querfugen und insbesondere der Fugenkreuze.Um eine AKR in solch vorgeschädigten Bereichen zuver-lässig zu vermeiden, muss das stofflich bedingte AKR-Po-tenzial der Betonzusammensetzung ausreichend geringsein.

Um praxiskonforme Aussagen zum Einfluss einer Vor-schädigung auf die AKR ableiten zu können, müssen da-für auch entsprechend praxiskonforme AKR-Prüfverfah-ren zum Einsatz kommen. Die hier eingesetzten AKR-Prüfverfahren zur Bewertung der Alkalireaktivität vonGesteinskörnungen bzw. zur Beurteilung des AKR-Schä-digungspotenzials von Betonzusammensetzungen führ-ten insgesamt nicht zu übereinstimmenden Aussagen undsind damit nicht für alle Anwendungsfälle geeignet. Mitder Nebelkammerlagerung bei 40 °C kann die Alkalireak-tivität langsam und spät reagierender Gesteinskörnun-gen, speziell für Fahrbahndecken, unterschätzt werden.Nach der Lagerung bei 60 °C über Wasser konnte die Al-kalireaktivität der hier geprüften Gesteinskörnungen imHinblick auf Praxiserfahrungen mit AKR-geschädigtenFahrbahndecken grundsätzlich zutreffend beurteilt wer-den. Jedoch können die Unterschiede im AKR-Potenzialder geprüften Betonzusammensetzungen, besonders vordem Hintergrund der petrografischen und mineralogi-schen Charakterisierung, noch nicht abschließend erklärtwerden. Mit der FIB-Klimawechsellagerung konnte das

AKR-Potenzial der hier geprüften, praxisrelevanten Be-tonzusammensetzungen unter äußerer Alkalizufuhr mitHinblick auf die vorliegenden Praxiserfahrungen korrektbeurteilt werden, wobei sich auch der aus den petrografi-schen und mineralogischen Befunden zu erwartende Unterschied im AKR-Potenzial der Betone einstellte. Eszeigte sich zudem, dass die FIB-Klimawechsellagerungauch für die weiteren Untersuchungen zum Einfluss einermechanischen Vorschädigung auf die AKR geeignet ist.

5 Ausblick

In der nächsten Phase des Forschungsvorhabens sollendie während des zyklischen Vierpunktbiegezugversuchsablaufenden Rissbildungs- und Transportprozesse geklärtwerden. Außerdem soll untersucht werden, inwieweitAKR-kritische Mengen an NaCl-Lösung durch das Ein-walken bzw. durch eine Vorschädigung in den Beton ein-gebracht werden können. Orientierend sollen dafür auchweitere Gesteinskörnungen mit in das Versuchspro-gramm aufgenommen werden. Bereits laufende Unter -suchungen, u. a. zur Charakterisierung und zum Quellver-halten von AKR-Gelen sowie zu Transport- und Lösevor-gängen im Gesteinskorn, werden weiter fortgesetzt underweitert.

Dank

Für die Unterstützung bei der Versuchsdurchführung, Er-gebnisauswertung und Skriptvorbereitung bedanken wiruns sehr herzlich bei Frau Dipl.-Ing. K. SEYFARTH undFrau Dipl.-Ing. D. ERFURT sowie bei den Herren Dr.-Ing.F. WEISE, Dr. rer. nat. H. KLETTI, M.Eng. S. MILLAR,Dipl.-Ing. S. PIRSKAWETZ und Dipl.-Phys. G. WILSCH. Un-ser besonderer Dank gilt der Deutschen Forschungsge-meinschaft für die finanzielle Förderung des Projekts undden Industriepartnern für die Bereitstellung der Beton-ausgangsstoffe.



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[8] STARK, J.; FREYBURG, E.; SEYFARTH, K.; GIEBSON, C.; ERFURT, D.: Bewertung der Alkalireaktivität von Gesteins-körnungen. Beton- und Stahlbetonbau 102 (2007), H. 8, S.500–510.

[9] ÖTTL, C.: Die schädigende Alkalireaktion von gebrochenerOberrhein-Gesteinskörnung im Beton. Dissertation, Otto-Graf-Institut, Universität Stuttgart (2004).

[10] Forschungsgesellschaft für Straßen- und Verkehrswesen(FGSV): TL Beton-StB 07 – Technische Lieferbedingungenfür Baustoffe und Baustoffgemische für Tragschichten mithydraulischen Bindemitteln und Fahrbahndecken aus Be-ton. Ausgabe 2007.

[11] Deutscher Ausschuss für Stahlbeton (DAfStb), Hrsg.: Vor-beugende Maßnahmen gegen schädigende Alkalireaktionim Beton (Alkali-Richtlinie). Ausgabe Februar 2007.

[12] MOLKENTHIN, A.; WERITZ, F.; SCHAURICH, D.; WILSCH, G.:Imaging of Cation and Anion Transport in Building Mate -rials by Laser-Induced Breakdown Spectroscopy. 5th Inter-national Essen Workshop – Transport in Concrete (2007).

[13] MOLKENTHIN, A.; WILSCH, G.; WERITZ, F.; TAFFE, A.;SCHAURICH, D.: Visualisierung des Anionen- und Katio-nentransportes sowie die Quantifizierung des Cl- und S-Ge-haltes mittels Laserinduzierter Breakdown-Spektroskopie(LIBS). Zeitschrift Zement + Beton (2007), S. 30–33.

[14] MOLKENTHIN, A.: Laser-induzierte Breakdown Spektrosko-pie (LIBS) zur hochauflösenden Analyse der Ionenvertei-lung in zementgebundenen Feststoffen. Dissertation, BAM-Dissertationsreihe, Band 42, Berlin (2009).

[15] WILSCH, G.; EICHLER, T.; MILLAR, S.; SCHAURICH: D.:Laser Induced Breakdown Spectroscopy (LIBS) – alterna-tive to wet chemistry and micro-XRF. In: Proceedings of “1st

International Conference on the Chemistry of ConstructionMaterials”, Berlin (2013).

[16] WEISE, F.; WILSCH, G.; MILLAR, S.; MAIER, B.: InnovativeAnalyse des Tausalzeintrags in Betonfahrbahndecken. Be-ton- und Stahlbetonbau 110 (2015), H. 4, zur Veröffent -lichung angenommen.

Autoren

Dir. und Prof. Dr. rer. nat. Birgit MengBundesanstalt für Materialforschung und -prüfung Unter den Eichen 8712205 [email protected]

Prof. Dr.-Ing. Horst-Michael LudwigBauhaus-Universität WeimarF.A. Finger-Institut für BaustoffkundeCoudraystraße 1199421 [email protected]

Dr.-Ing. Colin GiebsonBauhaus-Universität WeimarF.A. Finger-Institut für BaustoffkundeCoudraystraße 1199421 [email protected]

Dipl.-Ing. Katja VolandBundesanstalt für Materialforschung und -prüfung Unter den Eichen 8712205 [email protected]


DOI: 10.1002/best.201400096

FACHTHEMAFrank Weise, Andreas Wiedmann, Katja Voland, Engin Kotan,Karsten Ehrig, Harald S. Müller

Auswirkungen von Ermüdungsbeanspruchungen aufStruktur und Eigenschaften von Fahrbahndeckenbeton

1 Motivation und Zielsetzung

In den letzten Jahren sind im Bundesautobahnnetz ver-stärkt Schäden an Betonfahrbahndecken aufgetreten, diemit einer Alkali-Kieselsäure-Reaktion (AKR) in Verbin-dung gebracht werden. Die damit verbundene, oft drasti-sche Reduzierung der Nutzungsdauer der Betonfahr-bahndecke führte zu einer starken Intensivierung der Forschung auf diesem Gebiet. Zentraler Forschungsge-genstand war bisher neben den präventiven betontechno-logischen Maßnahmen vor allem die Entwicklung perfor-manceorientierter Prüfverfahren zur AKR-Prävention.Dabei wurden insbesondere die klimatischen Einwirkun-gen auf die Betonfahrbahndecke und der externe Alkali -eintrag zeitraffend simuliert. Die zusätzlich interagieren-den mechanischen Einwirkungen aus dem Verkehr fan-den bisher keine Berücksichtigung.

Vor diesem Hintergrund verfolgt die 2011 eingerichteteDFG-Forschergruppe 1498 u. a. das Ziel, den Einfluss ei-ner Ermüdungsbeanspruchung bzw. Vorschädigung aufden AKR-Schädigungsprozess zu klären. Die hierfür er-forderliche Beschreibung der vielfältigen interagierendenSchädigungs- und Transportprozesse erfordert eine engeVerknüpfung von Experimenten mit einer mehrskaligenModellierung. Die experimentelle Basis bildet die mecha-

nische Vorschädigung (Ermüdung) großformatiger Bal-ken aus einem Fahrbahndeckenbeton mit einem erhöh-ten AKR-Schädigungspotenzial. An den anschließend ge-wonnenen kleinformatigen Probekörpern werden dieAuswirkungen der mechanischen Vorschädigung auf dasBetongefüge und die interagierenden Transport- undSchädigungsprozesse analysiert.

In diesem Zusammenhang behandelt dieser Beitrag zweiArbeitsschwerpunkte. Gegenstand des ersten Schwer-punktes ist die Charakterisierung der mechanischen Vor-schädigung in Ergänzung zu [1]. Das schließt einerseits ei-ne In-situ-Beschreibung des Prozesses der mechanischenVorschädigung mittels Schadensmonitoring sowie ande-rerseits die räumliche Charakterisierung der Rissbildungnach mechanischer Vorschädigung mittels der Röntgen-3D-Computertomografie (Röntgen-3D-CT) für die Mo-dellbildung auf Mesoebene ein. Der darauf aufbauendezweite Schwerpunkt umfasst die Analyse der Auswirkun-gen der mechanischen Vorschädigung des Betons auf sei-ne mechanischen Materialkennwerte. Diese sowie dieperspektivisch geplanten adäquaten Untersuchungen ankleinformatigen Probekörpern nach AKR-provozierenderLagerung bilden eine wesentliche Grundlage für die wirk-lichkeitsnahe Modellbildung des Verbundsystems Beton-fahrbahn zur numerischen Analyse der interagierenden

Ausgehend von der Zielsetzung der DFG-Forschergruppe 1498,die Einflüsse auf den AKR-Schädigungsprozess in Fahrbahn -decken aus Beton grundlegend zu klären, sind zwei aufeinan-der aufbauende Untersuchungsschwerpunkte Gegenstand die-ses Beitrags. Im ersten Schwerpunkt wurden die prüftechni-schen Voraussetzungen für die Charakterisierung der Degrada-tion und damit der Rissbildung im Fahrbahndeckenbeton durchdie Vorschädigung infolge von Ermüdungsbeanspruchungengeschaffen. Realisiert wurde dies durch die Implementierungund Optimierung eines Monitoringsystems im zyklischen 4-Punkt-Biegeversuch zur simultanen Erfassung der Rissbil-dung im großformatigen Schwingbalken. Zusätzlich wurde dieRöntgen-3D-Computertomografie für die hochauflösende räum-liche quantitative Rissanalyse in den Bohrkernen aus denSchwingbalken ohne und mit Vorschädigung weiterentwickelt.Im zweiten Untersuchungsschwerpunkt wurde mittels vielfälti-ger Experimente an kleinformatigen Probekörpern aus demSchwingbalken gezeigt, dass durch die Ermüdungsbeanspru-chung die bruchmechanischen Materialkennwerte des Betonszum Teil eine signifikante Veränderung erfahren.

Effects of fatigue loading on structure and properties ofpavement concreteBased on the objective of the DFG (German research founda-tion) funded research group 1498 to clarify the influences onthe ASR damage process, this paper deals with two focuses ofinvestigation. In the first focus the technical requirements forthe characterisation concerning the degradation and the for-mation of cracks in concrete pavements by the pre-damage asa result of fatigue loading were created. This was realized bythe implementation and the optimisation of a monitoring systemin the cyclic four point bending test to capture simultaneouslythe formation of cracks in the beam under sinusoidal bendingload. In addition, the X-ray 3D-computed tomography was en-hanced for the high-resolution quantitative spatial crack analy-sis in the drilling cores extracted of the beam under sinusoidalbending load without and with a pre-damage. Building on thefirst focus, in the second focus of investigation a significantchange of the fracture-mechanical properties of the concreteas a result of fatigue loading has been demonstrated in numer-ous experiments using small specimens extracted from thebeam under sinusoidal bending load.


F. Weise, A. Wiedmann, K. Voland, E. Kotan, K. Ehrig, H. S. Müller: Effects of fatigue loading on structure and properties of pavement concrete

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und schadensauslösenden Einwirkungen. Hierdurch solldazu beigetragen werden, zukünftig das Schadensrisikozuverlässig prognostizieren sowie konstruktive Maßnah-men zur Verminderung einer AKR-Schädigung ableitenzu können.

Die hier beschriebenen Untersuchungen wurden ge-meinschaftlich in enger Abstimmung mit allen Projekt-partnern an der Bundesanstalt für Materialforschung und -prüfung (BAM) und am Institut für Massivbau undBaustofftechnologie, Abteilung Baustoffe und Betonbau,des Karls ruher Instituts für Technologie (KIT) durchge-führt.

2 Betone und Versuchsbeschreibung2.1 Betonzusammensetzung und Probekörper -

herstellung

Die Auswahl der Zusammensetzung der geprüften Fahr-bahndeckenbetone erfolgte in Anlehnung an [2]. Auf-grund der geplanten AKR-provozierenden Lagerungenohne externe Alkalizufuhr sollten diese Betone ein hohesinternes Schädigungspotenzial aufweisen. Dies wurdenach zahlreichen Vorversuchen mittels Aufdotierung desFahrbahndeckenzements mit Natriumchlorid realisiert.Das Na2O-Äquivalent erhöhte sich so von 0,73 auf1,30 M.- %. Trotz Aufdotierung konnten eine gute Verar-beitbarkeit und ausreichende Festigkeitsentwicklung desFahrbahndeckenbetons sichergestellt werden. Mit derWahl des Aufdotierungsmittels wurde dem UmstandRechnung getragen, dass Natriumchlorid im Winter beimStreuen von Betonfahrbahnen eingesetzt wird.

Im Rahmen der Versuche wurden zwei verschiedene Be-tone (Beton „A“ und Beton „C“) verwendet, welche sichlediglich durch die Auswahl der Fraktion 2/8 unterschie-den. Die Zusammensetzung dieser beiden Betone kannTab. 1 entnommen werden. Die Ergebnisse der Prüfungzur Alkaliempfindlichkeit und die Begründung für dieWahl der eingesetzten langsam reagierenden Gesteins-körnungen sind in [3] aufgeführt. Ferner werden dort diechemische Zusammensetzung und die physikalischen Ei-genschaften des eingesetzten Fahrbahndeckenzementsvom Typ CEM I 42,5 N (sd) aufgezeigt.

Die Ermittlung der Frischbetonkennwerte erfolgte fünf Mi-nuten nach Beendigung des Mischvorgangs. Parallel dazuwurden je Betonage folgende Probekörper hergestellt:

– ein Schwingbalken 27 × 50 × 200 cm3,– zwei Platten 15 × 60 × 60 cm3 zur Gewinnung von je

drei Prismen 15 × 15 × 60 cm3 für die Bestimmung derBiegezugfestigkeit in Anlehnung an DIN EN 12390-5(Belastungsverfahren: 2-Punkt-Lastangriff) nach 56-tä-giger Folienlagerung

Die Frisch- und Festbetonkennwerte der hergestelltenaufdotierten Fahrbahndeckenbetone sind in Tab. 2 undTab. 3 vergleichend dargestellt.

Tab. 1 Zusammensetzung der aufdotierten FahrbahndeckenbetoneComposition of the boosted pavement concrete

Merkmal Beton „A“ Beton „C“

Gesteins- 28 Vol.- % Sand 0/2 mmkörnung

15 Vol.- % Grano- 15 Vol.- % Ober-diorit-Splitt 2/8 mm rhein-Splitt 2/8 mm

27 Vol.- % Granodiorit-Splitt 8/16 mm

30 Vol.- % Granodiorit-Splitt 16/22 mm

Art CEM I 42,5 N (sd)

Na2Oäqu. 0,73 M.- %

Gehalt 360 kg/m³

w/z-Wert 0,42

Zusatzmittel 0,2 M.- % LPS A-94 (bezogen auf den Zementgehalt)

Natriumchlorid 1,11 g NaCl/100g Zement

Tab. 2 Frisch- und Festbetonkennwerte des aufdotierten Betons „A“Specific values of fresh and hardened concrete of the boosted concrete “A”

Frisch- und Festbetonkennwerte Beton „A“

Mechanische Vorschädigung1) ohne mit

Balken-Nummer A1-IV A2-IV

Luftporen-gehalt [Vol.- %] 4,1 4,9

Frischbeton-rohdichte [g/cm³] 2 360 2 330

Verdichtungs-maß [–] 1,20 1,20

Biegezug-festigkeit2)3)

56 d Folie [N/mm2] 4,2 (0,29) 4,2 (0,23)

1) Festbetonbalken, siehe Abschn. 2.22) Prismen 15 × 15 × 60 cm3

3) Mittelwert (Standardabweichung)

Bet

on

zusa

mm

ense

tzun

gF

risc

hbe

ton

(5

min

)F

estb

eton

Zem

ent

Tab. 3 Frisch- und Festbetonkennwerte des aufdotierten Betons „C“Specific values of fresh and hardened concrete of the boosted concrete “C”

Frisch- und Festbetonkennwerte Beton „C“

Mechanische Vorschädigung1) ohne mit

Balken-Nummer C1-IV C2-IV C3-IV

Luftporen-gehalt [Vol.- %] 5,2 4,5 4,7

Frischbeton-rohdichte [g/cm³] 2 320 2 360 2 350

Verdichtungs-maß [–] 1,14 1,22 1,19

Biegezug-festigkeit2)3)

56 d Folie [N/mm2] 4,2 (0,26) 4,2 (0,12) 3,9 (0,21)

1) Festbetonbalken, siehe Abschn. 2.22) Prismen 15 × 15 × 60 cm3

3) Mittelwert (Standardabweichung)

Fri

sch

beto

n (

5 m

in)

Fes

tbet

on


F. Weise, A. Wiedmann, K. Voland, E. Kotan, K. Ehrig, H. S. Müller: Auswirkungen von Ermüdungsbeanspruchungen auf Struktur und Eigenschaften von Fahrbahndeckenbeton

2.2 Versuchsaufbau für die mechanische Vorschädigungmit Schadensmonitoring

Die hergestellten Schwingbalken mit den Abmessungen27 × 50 × 200 cm3 sollen einen repräsentativen Aus-schnitt einer Betonfahrbahndecke darstellen. Mit demZiel des Eintrages einer mechanischen Vorschädigungwurden sie nach 56-tägiger Folienvorlagerung einem zy-klischen 4-Punkt-Biegeversuch unterzogen. Die prinzi-pielle Versuchsanordnung ist in Bild 1 schematisch darge-stellt.

Bei dem gewählten statischen System handelt es sich umeinen Träger auf zwei Stützen mit beidseitiger Anordnungeines Kragarms. Die zyklische Lasteintragung erfolgtesymmetrisch im äußeren Randbereich der Kragarme. Da-durch wird eine konstante Biegezugbeanspruchung aufder mit einem Besenstrich texturierten Oberseite desSchwingbalkens zwischen den Auflagern hervorgerufen.

Die Höhe der Oberspannung wurde so festgelegt, dassdiese 60 % der Biegezugfestigkeit des untersuchten Be-tons entspricht. Als Bezugswert diente dabei die an denPrismen (15 × 15 × 60 cm3) nach 56-tägiger Folienlage-rung ermittelte minimale Biegezugfestigkeit. DieSchwingbreite (σo – σu) betrug einheitlich 1,0 N/mm².Wie in [1] eingehend erläutert wird, entsprechen die ge-wählten Ober- und Unterspannungen den aus realitätsna-hen Lastfällen resultierenden Beanspruchungen in einerBetonfahrbahndecke. Aufbauend auf die in [4] gesammel-ten positiven Erfahrungen wurde eine Belastungsfre-quenz von 7 Hz gewählt. Die maximale Lastwechselzahlbetrug fünf Millionen.

Zur zerstörungsfreien Erfassung der Schädigungsevoluti-on im Schwingbalken während der zyklischen Beanspru-chung wurden intermittierende Belastungs- und Ruhezy-klen eingeführt.

RuhezyklusEin Ruhezyklus fand sowohl zu Beginn der zyklischenBeanspruchung sowie nach einer Million, zwei, dreiein-halb und fünf Millionen Lastwechseln statt und dienteder diskontinuierlichen Erfassung der Zustands- undSchädigungsindikatoren für die mechanisch induzierteBetondegradation im Schwingbalken. Von besonderemInteresse war dabei vor allem die Erfassung der Änderungder Ultraschalllaufzeit der Oberflächenwelle in der mitdem Besenstrich versehenen Betonrandzone mit maxima-ler Biegezugbeanspruchung. So erlaubt diese Rückschlüs-se auf die dortigen integralen Rissbildungsprozesse. Reali-siert wurden die Ultraschalllaufzeitmessungen mit demUltraschallgerät UK 1401 der Firma Acoustic ControlSystems Ltd.

BelastungszyklusIm Belastungszyklus wurde die Schwingphase mit einerRampenphase zur Erfassung der Zustands- und Schädi-gungsindikatoren bei gleichbleibenden äußeren Einwir-kungen, d. h. bei definierten Lastniveaus, kombiniert. DasBild 2 gibt einen Überblick über den Ablauf eines Belas-tungszyklus und die in der Rampenphase erfassten Indi-katoren für die ermüdungsinduzierte Betondegradationin der Biegezugzone des Schwingbalkens.

Als akustische Verfahren gelangten hierbei die Schall-emissionsanalyse (SEA) und das Ultraschallverfahren(US) zum Einsatz. Realisiert wurden beide Messungenmit dem SE-Messsystem AMSY-5 der Firma VallenGmbH unter Nutzung des integrierten automatischenSensortests für die Ultraschallmessungen. Zur Erfassungeines möglichst großen Messvolumens wurden auf derLängsseite des Prüfkörpers je fünf Prüfköpfe des Typs VS150 MS appliziert. Weitergehende Informationen zur ein-gesetzten akustischen Prüftechnik sind den Veröffentli-chungen [5–8] zu entnehmen. Neben der Schallemissions-analyse wurde in der gesamten Rampenphase die Deh-nung bzw. Stauchung auf der Unter- und Oberseite desBalkens mittels Dehnmessstreifen an drei Stellen zwi-schen den Auflagern ermittelt. Zusätzlich wurde dieDurchbiegung in Balkenmitte mit einem induktiven Weg-aufnehmer bestimmt.

In der sich an die Rampenphase anschließendenSchwingphase erfährt der Balken 50 000 Lastwechsel miteiner sinusförmigen Belastungsfunktion und einer Fre-quenz von 7 Hz. Insgesamt durchläuft jeder Balken 100Belastungszyklen mit intermittierender Unterbrechungdurch die Ruhezyklen. Daraus ergibt sich eine Dauer deszyklischen 4-Punkt-Biegeversuchs von ca. zehn Tagen.

2.3 Röntgentomografische Charakterisierung desmechanisch vorgeschädigten Betongefüges

Zur räumlichen Charakterisierung der mit den zyklischenBeanspruchungen einhergehenden Gefügeveränderun-gen im Beton wurden Bohrkerne aus den Schwingbalkenohne und mit mechanischer Vorschädigung vergleichend

Bild 1 Versuchsanordnung für die mechanische Vorschädigung durch zykli-sche 4-Punkt-Biegebeanspruchung mit kontinuierlicher Erfassungausgewählter Zustands- und Schädigungsindikatoren Test set-up for the mechanical pre-damage using a cyclic running fourpoint bending test with additional monitoring of condition and damageindicators



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röntgentomografisch untersucht. Nähere Einzelheiten zudiesem Prüfverfahren können [9, 10] entnommen werden.

Allerdings erwies sich die konventionelle röntgentomo-grafische Untersuchung der Bohrkerne (∅50 mm und30 mm) mit der Mikrofokusanlage für die Visualisierungder durch die zyklische Beanspruchung induzierten Risseals unzureichend. Deshalb wurden Teilbereiche des ge-samten CT-Messvolumens mit der „Region of InterestTechnique“ (ROI-Technik) vergrößert abgebildet. Dabeifand die Rekonstruktionssoftware CERA der SiemensAG Anwendung. Es konnte so die Ortsauflösung bei denuntersuchten Bohrkernen mit dem Durchmesser von30 mm auf 8 μm verbessert werden, was eine Auflösungder Risse ab einer Breite von ca. 5 μm (Risslänge ≥ 24 μm)erlaubt.

Eine weitere Herausforderung war die quantitative drei-dimensionale Auswertung der gewonnenen CT-Datensät-ze hinsichtlich Anzahl, Lage, Weite und Orientierung dervorhandenen Risse. Hierfür wurde ein in Kooperationder BAM mit dem Konrad-Zuse-Zentrum für Informa -tionstechnik (ZIB) Berlin entwickeltes automatischesRisserkennungssystem eingesetzt [11, 12].

2.4 Bruchmechanische Charakterisierung mechanischvorgeschädigter Probekörper

Nach der umfassenden strukturellen Charakterisierungder mechanischen Vorschädigung der Schwingbalkenstellt sich die Frage nach deren Auswirkungen auf die me-chanischen Materialeigenschaften des Betons. Diese Un-tersuchungen bilden die Grundlage für die makroskopi-sche Modellbildung des Verbundsystems Betonfahrbahn.So erfordert die Implementierung geeigneter Stoffgesetzedie experimentelle Bestimmung der Zugfestigkeit und

bruchmechanischer Kennwerte an kleinformatigen Pro-bekörpern ohne und mit mechanisch induzierter Vor-schädigung. Diese Kenngrößen können aus der Span-nungs-Verformungsbeziehung, welche zugleich das Ent-festigungsverhalten beschreibt, abgeleitet werden.

Ausgangspunkt für diese Untersuchungen bildeten dieaus den beschriebenen Schwingbalken der Betone „A“und „C“ gewonnenen Probekörper. Die gesägten Prismen(7,5 × 7,5 × 28 cm3) und Bohrkerne (∅8 cm, L = 28 cm)wurden im Bereich zwischen den Auflagern in Längsrich-tung entnommen.

Hierfür wurden zunächst, unmittelbar nach Abschlussdes zyklischen 4-Punkt-Biegeversuchs, die aus demSchwingbalken gewonnenen prismatischen Probekörperdurch mittiges Einsägen einer Kerbe (Kerbtiefe tKB =10 mm) und Ankleben eines Aluminiumblechs für den 3-Punkt-Biegeversuch vorbereitet, Bild 3. Das Anbringendes Blechs war notwendig, um die Aufzeichnung der voll-ständigen Kraft-Durchbiegungsbeziehung versuchstech-nisch umsetzen zu können. Ihr Verlauf diente schließlichzur Bestimmung der Nettobiegezugfestigkeit fct,fl,n undder dazugehörigen Bruchenergie GF,f. Die Versuchsdurch-führung erfolgte verformungsgesteuert mit einer konstan-ten Verformungsgeschwindigkeit von 0,1 mm/min, wobeider Mittelwert beider induktiver Wegaufnehmer als Re-gelgröße diente.

Die aus den im 3-Punkt-Biegeversuch gewonnenen Pro-bekörperhälften wurden unmittelbar nach der Biegezug-prüfung beidseitig gekerbt (Kerbtiefe tKZ1 = 5,0 mm) unddie Stirnflächen planparallel geschliffen. Die Anordnungder Kerben gewährleistete die im Rahmen der zentri-schen Zugversuche erforderliche Sollbruchstelle. Mithilfevon sechs induktiven Wegaufnehmern erfolgte die Auf-zeichnung der Kraft-Verformungsbeziehung im Zuge der

Bild 2 Ablauf des Belastungszyklus und der dabei erfassten Zustands- und SchädigungsindikatorenProcedure of the loading cycle and the simultaneous determined condition and damage indicators



verformungsgesteuerten Zugversuche. Ein Messgestell er-möglichte die Verformungsmessung über eine festgelegteMesslänge von 50 mm, Bild 4.

Aufbauend auf den am Institut für Massivbau und Bau-stofftechnologie gewonnenen Erkenntnissen [13, 14] er-folgte die Lasteinleitung über steife, verdrehungsbehin-derte Stahlplatten, zwischen denen die gekerbten Probe-körper mittels eines schnell erhärtenden Zweikomponen-tenklebers auf Methylmethacrylatbasis angeklebt wurden.Durch die dadurch realisierte Behinderung der Proben-verdrehung konnte eine stabile und über den Proben-querschnitt gleichmäßige Rissentwicklung erzielt werden.Anhand der verformungsgesteuerten Zugversuche(0,03 mm/min) wurden die gesuchten bruchmechani-schen Materialkennwerte gewonnen.

Parallel dazu wurden die aus den Schwingbalken ent-nommenen Bohrkerne (∅8 cm, L = 28 cm) im Zuge derVorbereitungen für einen weiteren zentrischen Zugver-such, Bild 5, halbiert, planparallel geschliffen und mittigumlaufend gekerbt (Kerbtiefe tKZ2 = 7,0 mm). Hierbei er-folgte die Aufzeichnung der Kraft-Verformungsbeziehungmit drei induktiven Wegaufnehmern, deren Mittelwertzugleich die Regelgröße für die verformungsgesteuerteVersuchsdurchführung mit konstanter Verformungsge-schwindigkeit darstellte. Die Wegaufnehmer wurden ana-log zum zentrischen Zugversuch an den prismatischenProbekörpern mit einem Messgestell an den kleinformati-gen Bohrkernen befestigt.

Sowohl die Durchführung der 3-Punkt-Biegeversuche alsauch die der zentrischen Zugversuche erfolgte bei einer

Bild 3 Versuchsaufbau des 3-Punkt-Biegeversuchs Experimental test set-up of the three point bending test

Bild 4 Versuchsaufbau des zentrischen Zugversuchs unter Verwendung prismatischer Probekörper Experimental test set-up of the centric tensile test by using prismatic test specimens

Bild 5 Versuchsaufbau des zentrischen Zugversuchs unter Verwendung zylindrischer Probekörper Experimental test set-up of the centric tensile test by using cylindrical test specimens



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Temperatur von 23 °C und einer relativen Luftfeuchte von50 %. Da sich die Abmessungen der kleinformatigen Pro-bekörper an den Vorgaben der Reaktorlagerung nachAKR-Richtlinie [15] orientieren, wurde die Kerbtiefe sogewählt, dass die kleinste Abmessung des Prüfkörpers an-nähernd dem Dreifachen des Größtkorndurchmessersentspricht [16].

3 Ergebnisse und Diskussion3.1 Charakterisierung mechanischer Vorschädigung3.1.1 Schwingversuch mit Schadensmonitoring

Im Ruhezyklus erwies sich die Änderung der Ultraschall-laufzeit der Oberflächenwelle in der mit einem Besen-strich versehenen Betonrandzone als maßgebender Schä-digungsindikator. So zeigt Bild 6, dass der dynamische E-Modul bei allen Balken zu Beginn der zyklischen Bean-spruchung am stärksten abfällt. Das lässt den Schluss zu,dass in diesem Belastungsstadium (1,0 Millionen Last-wechsel) der Degradationsprozess in der äußeren Beton-randzone mit maximaler Biegezugbeanspruchung amstärksten ausgeprägt ist. Den deutlichsten Rückgang des dynamischen E-Moduls weist mit ca. 18 % der bei3,25 Millionen Lastwechseln gebrochene SchwingbalkenC3-IV auf. Die geringste Minderung des relativen dynami-schen E-Moduls ist in diesem Belastungsstadium beimSchwingbalken C2-IV mit ca. 8 % erkennbar. Allerdingserfährt der relative dynamische E-Modul ausschließlichbei diesem Schwingbalken mit zunehmender Lastwech-selzahl eine signifikante Verminderung, sodass sich nachfünf Millionen Lastwechseln nahezu der gleiche Wert wiebeim Schwingbalken A2-IV einstellt.

Im Belastungszyklus lieferten vor allem die Dehnungs-messungen auf der Ober- bzw. Unterseite des Schwingbal-

kens und die Schallemissionsanalyse wertvolle Informa-tionen zur Bewertung des Degradationsprozesses im Be-ton. Das Bild 7 zeigt exemplarisch für die Schwingbalkendes Betons „C“ die in den einzelnen Laststufen der Ram-penphasen auf der Balkenunterseite ermittelten Dehnun-gen sowie die in der gesamten Rampenphase auftreten-den SE-Ereignisse in Abhängigkeit von der Lastwechsel-zahl. Es ist bei beiden Schwingbalken erkennbar, dass vorallem im ersten Belastungszyklus die mit Abstand höchs-te Schallemissionsaktivität auftritt. Dabei ist die Anzahlder SE-Ereignisse beim Schwingbalken C3-IV ca. doppeltso hoch wie beim Schwingbalken C2-IV, was auf eine verstärkte Mikrorissbildung bereits in diesem frühen Be-lastungsstadium schließen lässt. Bemerkenswert ist, dassabgesehen von kleineren SE-Anzeigen in den darauf -folgenden ersten Belastungszyklen, insbesondere beimSchwingbalken C3-IV ab dem 62. Belastungszyklus (3,1Millionen Lastwechsel) erste Anzeichen einer erhöhtenSchallemissionsaktivität erkennbar sind. Diese erfährt inder Rampenphase des 65. Belastungszyklus (3,25 Millio-nen Lastwechsel) eine signifikante Erhöhung.

Einen detaillierten Aufschluss über die erhöhte Anzahlund Intensität der SE-Ereignisse zu diesem Zeitpunkt gibtdas Bild 8. Es zeigt aber auch, dass sich der Bruch in die-sem Belastungszyklus nicht in der Rampenphase, sondernin der darauffolgenden Schwingphase ereignet hat. Resü-mierend lassen die SEA-Ergebnisse den Schluss zu, dasssich das Versagen des Schwingbalkens nicht langfristig an-kündigt, sondern vielmehr mit einer geringen Vorwarnzeitauftritt. Diese Aussage wird auch durch die Dehnungs-messungen gestützt. So veranschaulichen die im Bild 7 inAbhängigkeit von der Lastwechselzahl aufgetragenenDehnungen der Balkenunterseite, dass der Schwingbal-ken C3-IV erst ab dem 62. Belastungszyklus (3,1 Millio-nen Lastwechsel) eine verstärkte Stauchung erfährt.

Bild 6 Vergleich der Mittelwerte des mit Ultraschall im Ruhezyklus des 4-Punkt-Biegeversuchs ermittelten relativen dynamischen E-Moduls der Balken A2-IV, C2-IV und C3-IV in Abhängigkeit von der Lastwechselzahl Comparison of mean values of dynamic modulus of elasticity determined by ultrasound measurement in concrete beams A2-IV, C2-IV und C3-IV during thefour point bending test without loading depending on cycle loading



Bild 7 Vergleich zeitlicher Entwicklung der bei den Balken des Betons „C“ in den Belastungszyklen ermittelten Dehnung auf der Balkenunterseite und Schall -emissionsaktivität in Abhängigkeit von der Lastwechselzahl Comparison of the temporal development of the underside strain and the acoustic emission activity determined under cyclic loading of the beams concrete“C” depending on the number of load cycles

Bild 8 Vergleich der Schallemissionsaktivität in der Rampenphase ausgewählter Belastungszyklen bei den Balken des Betons „C“ Comparison of the acoustic emission activity during the loading cycles under different constant loads of the beams concrete “C”



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Bemerkenswert ist aber auch, dass der SchwingbalkenC3-IV während des gesamten Schwingversuchs mit zu-nehmender Lastwechselzahl in allen Laststufen der Ram-penphase des Belastungszyklus eine größere Stauchungauf seiner Unterseite erfährt als der Schwingbalken C2-IV. So beträgt die maximale Stauchung auf der Unterseitedes Schwingbalkens C2-IV nach fünf Millionen Last-wechseln in der Rampenphase bezogen auf das kleinsteLastniveau ca. 80 μm/m; beim Schwingbalken C3-IV er-reicht sie nach drei Belastungszyklen vor dem Bruch (3,1Millionen Lastwechsel) bereits ca. 90 μm/m. Das lässt da-rauf schließen, dass die durch die mechanisch induzierteVorschädigung erzeugten Mikrorisse eine sehr kleine Di-mension aufweisen. Es stellt sich auch die Frage, ob diesemit der Röntgen-3D-CT auflösbar sind.

3.1.2 Röntgentomografische Charakterisierung desmechanisch vorgeschädigten Betongefüges

Die Leistungsfähigkeit der Röntgen-3D-CT wird nachfol-gend exemplarisch an einem aus dem mechanisch vorge-schädigten Schwingbalken C3-IV entnommenen Bohr-kern mit einem Durchmesser von 30 mm aufgezeigt. Dievertikale Bohrkernentnahme über die gesamte Höhe desBalkens erfolgte dabei ca. 20 cm entfernt von der Bruch-fläche, wo der Schwingbalken im zyklischen 4-Punkt-Bie-geversuch versagte. Zur Berücksichtigung einer unter-schiedlichen mechanischen Vorschädigung wurden dietomografischen Untersuchungen des Bohrkerns in zweiMessbereichen durchgeführt. Der obere Messbereich re-präsentiert dabei die äußere Betonrandzone mit der maxi-malen Biegezugbeanspruchung auf der Oberseite desSchwingbalkens. Der mittlere Messbereich hingegen be-findet sich aus statischer Sicht in der Nähe der Nulllinieund hat damit eine vernachlässigbare mechanische Bean-spruchung bzw. Betondegradation erfahren.

Die tomografische Untersuchung beider Messbereiche er-folgte in zwei Schritten. So wurde zunächst vom jeweili-gen Messbereich eine Übersichtsaufnahme angefertigtund anschließend ein Teilvolumen des Messbereichs mitROI-Technik vergrößert abgebildet. Die im Bild 9 ausge-wiesene Dimension der Teilvolumina im jeweiligen Mess-bereich ermöglichte dabei eine Erkennung der Risse abeiner Breite von ca. 5 μm (Risslänge ≥ 24 μm).

Das Bild 10 zeigt die in beiden ROI-Teilvolumina extra-hierten Risse als 3D-Isosurface-Darstellung. Beim Ver-gleich dieser Bilder ist bereits ein verstärktes Rissaufkom-men im oberen Messbereich mit der stark ausgeprägtenBetondegradation augenscheinlich. Belegt wird dies auchdurch die statistische Auswertung der Anzahl und des Vo-lumens der Risse (Tab. 4). So ist das gesamte Volumen al-ler Risse im oberen Messbereich mehr als doppelt sohoch wie im mittleren Bereich.

Einschränkend muss jedoch auch erwähnt werden, dassnoch Verbesserungsbedarf beim Softwaretool zur auto-matisierten Risserkennung besteht. So bereitet mitunter

Bild 9 Räumliche Einordnung des oberen und mittleren Messbereichs derRöntgen-3D-CT in dem aus dem mechanisch vorgeschädigten BalkenC3-IV gewonnenen BohrkernSpatial position of the upper and middle measurement ranges of the X-ray 3D-CT in the drilling core extracted from the mechanically pre-damaged beam C3-IV

Bild 10 3D-Isosurface-Darstellung der Risse in beiden ROI-Messbereichendes Bohrkerns aus dem mechanisch vorgeschädigten Balken C3-IV3D-Isosurface visualisation of the cracks in both measuring regions ofinterest of the drilling core extracted from the mechanically pre-dam-aged beam C3-IV



die Erkennbarkeit eines durchgehenden Risses noch Pro-bleme, was die Belastbarkeit der ausgewiesenen Rissan-zahl einschränkt. Weiterhin bedarf es insbesondere bei einem geringen radiografischen Kontrast zwischen derGesteinskörnung und der Zementsteinmatrix bei der automatisierten Lagezuordnung der Risse (Korninneres,Korngrenze, Zementsteinmatrix) einer weiteren Soft-wareverbesserung. Dennoch belegen die gewonnenen Er-gebnisse das Potenzial der Röntgen-3D-CT in der Anwen-dung beim vergleichsweise heterogenen Werkstoff Beton.

3.2 Bruchmechanische Kennwerte

Die im Abschn. 3.1 vorgestellten Ergebnisse der mechani-schen Vorschädigung der großformatigen Schwingbalkenspiegeln sich auch in der Veränderung der bruchmechani-schen Materialkennwerte wider.

So zeigt das Bild 11 die Auswirkungen einer mechanischinduzierten Vorschädigung auf die Spannungs-Durchbie-gungsbeziehung einseitig gekerbter prismatischer Probe-körper (7,5 × 7,5 × 28 cm3) im 3-Punkt-Biegeversuch. Diedargestellten gemittelten Kurvenverläufe ergaben sich fürdie aus dem Balken C1-IV (ohne mechanisch induzierteVorschädigung) und aus dem Balken C3-IV (mit mecha-nisch induzierter Vorschädigung) gewonnenen kleinfor-matigen Probekörper. Grundlage hierfür waren sechs er-folgreich durchgeführte Versuche an Probekörpern ausdem Balken C1-IV und vier aus dem Balken C3-IV. Hier-bei nahm die ermittelte Nettobiegezugfestigkeit fct,fl,n in-folge der zyklischen Vorschädigung um etwa 10 % ab. Beider dazugehörigen Bruchenergie GF,f bewirkte die mecha-nisch induzierte Vorschädigung lediglich eine Abnahmeum etwa 4 %.

Der Einfluss einer mechanisch induzierten Vorschädi-gung auf die Spannungs-Verformungsbeziehung im zen-trischen Zugversuch an den aus Biegezugprobekörper-hälften gewonnenen, beidseitig gekerbten prismatischenProbekörpern (7,5 × 7,5 × 13 cm3) ist in Bild 12 darge-stellt. Hierbei zeigt sich eine Abnahme der Nettozugfes-tigkeit fct,n um etwa 30 % infolge der mechanisch indu-zierten Vorschädigung. Bei der ermittelten BruchenergieGF stellte sich eine Verringerung um ca. 10 % ein, Tab. 5.Die Ergebnisse des parallel an zylindrischen Probekör-pern durchgeführten zentrischen Zugversuchs der Betone

„A“ und „C“ sind in Bild 13 in Form der Spannungs-Ver-formungsbeziehung und in Tab. 6 wiedergegeben. Die da-raus abgeleiteten Werte der Nettozugfestigkeit fct,n,cyl undBruchenergie GF,cyl zeigten unabhängig von der Betonarteine Abnahme beider Kennwerte nach einer Lastzyklen-zahl von 5,0 Millionen. Die dargestellten gemittelten Kur-venverläufe ergaben sich für die aus den Balken A1-IVund C1-IV (ohne mechanisch induzierte Vorschädigung)sowie der aus den Balken A2-IV und C2-IV (mit mecha-nisch induzierter Vorschädigung) gewonnenen kleinfor-matigen Probekörper.

Die mechanisch induzierte Vorschädigung führte zu einerReduzierung der Nettozugfestigkeit fct,n,cyl bei Beton „A“

Tab. 4 Vergleich der Rissparameter im oberen und mittleren ROI-Mess -bereich des Bohrkerns aus dem mechanisch vorgeschädigten BalkenC3-IVComparison of the crack parameters in the upper and middle measur-ing regions of interest of the drilling core extracted from the mechani-cally pre-damaged beam C3-IV

Mess- Anzahl der Rissvolumen Mittleres Rissvolumen bereich Risse gesamt pro Riss

oben 3697 3,77 mm³ 10,2 · 10–4 mm³

Mitte 2026 1,51 mm³ 7,46 · 10–4 mm³

Bild 11 Einfluss der mechanisch induzierten Vorschädigung auf den an ein -seitig gekerbten prismatischen Probekörpern (7,5 x 7,5 x 28 cm3, Kerb-tiefe tKB = 10 mm) im 3-Punkt-Biegeversuch ermittelten Verlauf derSpannungs-Durchbiegungsbeziehung (Beton „C“).Influence of mechanically induced pre-damage on the history of thestress-deflection relationship identified in the three point flexural tensile test by using unilaterally notched prismatic specimens (7.5 x 7.5 x 28 cm3, notch depth tKB = 10 mm) (concrete “C”).

Bild 12 Einfluss der mechanisch induzierten Vorschädigung auf den an beid-seitig gekerbten prismatischen Probekörpern (7,5 x 7,5 x 13 cm3, Kerb-tiefe tKZ1 = 5,0 mm) im zentrischen Zugversuch ermittelten Verlauf derSpannungs-Verformungsbeziehung (Beton „C“)Influence of mechanically induced pre-damage on the history of thestress-deflection relationship identified in the centric tensile test byusing bilateral notched prismatic specimens (7.5 x 7.5 x 13 cm3, notchdepth tKZ1 = 5.0 mm) (concrete “C”)



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um 10 %, bei Beton „C“ lediglich um 4 %, wohingegensich die dazugehörigen Werte der Bruchenergie GF,cyl umjeweils 20 % verringerten (Tab. 6).

Zusammenfassend zeigen die Untersuchungsergebnisse,dass die mechanische Ermüdungsbeanspruchung in einerBetonfahrbahndecke, die in den durchgeführten Experi-menten wirklichkeitsnah abgebildet wurde, zu einer inne-ren Schädigung des Gefüges führt, wodurch der mechani-sche Widerstand des Betons herabgesetzt wird. Dies be-deutet, dass bei einer Modellbildung zur Abschätzung des

Schadensrisikos bzw. zur Prognose der Auswirkungen ei-ner AKR-Schädigung die sich mit der Zeit entwickelndemechanisch induzierte Festigkeitsminderung zwingendberücksichtigt werden muss. Die genaue Größenordnungsowie der zeitliche Verlauf dieser Degradation, die zusätz-lich durch die AKR überlagert wird, sind durch weiterebruchmechanische Untersuchungen zu klären.

4 Zusammenfassung

Mit den hier im Rahmen der DFG-Forschergruppe 1498durchgeführten Untersuchungen wurden einerseits in Er-gänzung zu [1] die prüftechnischen Voraussetzungen füreine weitere Verbesserung der Charakterisierung der Degradation bzw. Rissbildung im Fahrbahndeckenbetondurch die mechanisch induzierte Vorschädigung geschaf-fen. Andererseits wurde darauf aufbauend der Nachweiserbracht, dass durch die mechanische Vorschädigung diebruchmechanischen Materialparameter zum Teil maßge-bend verändert werden. In der Praxis bedeutet dies, dassder mechanische Widerstand, den der Beton einer Fahr-bahndecke der treibenden Wirkung einer AKR entgegen-setzen kann, durch die Ermüdungsbeanspruchungen, de-nen die Fahrbahndecke zwangsläufig unterliegt, sukzessi-ve herabgesetzt wird. Diese Zusammenhänge müssen inentsprechenden Modellen zur Abschätzung eines Scha-densrisikos Eingang finden, wobei dem ungünstigen, sichüberlagernden Einfluss einer AKR auf der Widerstands-seite zusätzlich Rechnung getragen werden muss.

Zur besseren Charakterisierung des zeitlichen Verlaufsdes Degradationsprozesses im großformatigen Schwing-balken während des zyklischen 4-Punkt-Biegeversuchs

Tab. 5 Veränderung der bruchmechanischen Materialkennwerte (Mittelwerte(Standardabweichung)) infolge der mechanisch induzierten Vor -schädigung an prismatischen Kleinproben Change of fracture-mechanical material properties (mean values(standard deviation)) as a result of mechanically induced pre-damageof prismatic specimens

Bruchmechanische Kennwerte – prismatische kleinformatige Probekörper

Versuch 3-Punkt-Biegeversuch zentrischer Zugversuch

Beton „C“ „C“

Kennwert fct,fl,n GF,f fct,n GF

Dimension N/mm2 N/m N/mm2 N/m

ohne4,4 208 2,5 114

(0,5) (37,6) (0,2) (19,4)

mit4,0 199 1,8 102

(0,7) (17,2) (0,5) (8,9)

mec

han

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häd

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gTab. 6 Veränderung der bruchmechanischen Materialkennwerte (Mittelwerte

(Standardabweichung)) infolge der mechanisch induzierten Vor -schädigung an zylindrischen kleinformatigen Probekörpern Change of fracture-mechanical material properties (mean values(standard deviation)) as a result of mechanically induced pre-damageof cylindrical small specimens

Bruchmechanische Kennwerte – zylindrische kleinformatige Probekörper

Versuch zentrischer Zugversuch

Beton „A“ „C“

Kennwert fct,n,cyl GF,cyl fct,n,cyl GF,cyl

Dimension N/mm2 N/m N/mm2 N/m

ohne3,0 154 2,6 143

(0,7) (27,5) (0,3) (30,9)

mit2,7 125 2,5 114

(0,5) (23,2) (0,7) (27,0)m

ech

anis

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Bild 13 Einfluss der Betonart und der mechanisch induzierten Vorschädigungauf den an gekerbten zylindrischen Probekörpern (∅8 cm, L = 13 cm,Kerbtiefe tKZ2 = 7 mm) im zentrischen Zugversuch ermittelten Verlaufder Spannungs-Verformungsbeziehung (Beton „A“ und „C“)Influence of mechanically induced pre-damage on the history of thestress-deflection relationship identified in the uniaxial tensile test byusing notched cylindrical specimens (∅8 cm, L = 13 cm, notch depthtKZ2 = 7 mm) (concrete “A” and “C”)



wurde ein aus Ruhe- und Belastungszyklus bestehendesLastregime entwickelt, was den optimalen Einsatz geeig-neter zerstörungsfreier Prüftechnik zur Erfassung rele-vanter Zustands- und Schädigungsindikatoren ermög-licht. Dabei hat sich im Ruhezyklus der Einsatz von Ultraschall mit Anregung der Oberflächenwelle zur Cha-rakterisierung der Degradation der auf Biegezug bean-spruchten Betonrandzone bewährt. Im Belastungszyklushingegen erwies sich die kombinierte Anwendung derSchallemissionsanalyse und der Messung der Dehnungauf der Ober- bzw. Unterseite des Schwingbalkens alszielführend. So konnte beispielsweise mit dieser Prüfme-thodik gezeigt werden, dass das Versagen des Schwing-balkens im zyklischen 4-Punkt-Biegeversuch sich nichtlangfristig ankündigt.

Die zusätzlich durchgeführte Weiterentwicklung derRöntgen-3D-CT für die Charakterisierung der Rissbildunginfolge mechanischer Vorschädigung beinhaltete nebender Optimierung der CT-Messanordnung auch den Ein-satz der ROI-Technik zur Erhöhung der Ortsauflösungfür eine bessere Visualisierung der Risse im Beton. Zu-sätzlich wurde das gemeinsam von der BAM und demZIB entwickelte automatisierte Risserkennungssystem er-folgreich erprobt, was auch die Identifikation weiterernotwendiger Verbesserungen einschloss. Basierend aufdieser Prüfmethodologie wurde exemplarisch an einemBohrkern aus einem mechanisch vorgeschädigtenSchwingbalken der Schädigungsgradient über der Höheabgebildet.

Aufbauend auf den gewonnenen Erkenntnissen zur me-chanisch induzierten Vorschädigung wurden deren Aus-wirkungen auf die mechanischen Materialkennwerte desBetons experimentell an kleinformatigen Probekörpernaus dem großformatigen Schwingbalken mit bekannterSchadensevolution untersucht. So wurde die Kraft-Ver-formungsbeziehung im 3-Punkt-Biege- und zentrischenZugversuch an prismatischen oder zylindrischen Probe-körpern bestimmt und daraus die bruchmechanischenKennwerte (Nettobiege- und Nettozugfestigkeit, Bruch-energie) ermittelt. Die mechanisch induzierte Vorschädi-gung führte hierbei zu einer Reduzierung der Zugfestig-keit und Bruchenergie. Da die mechanische Vorschädi-gung der Probekörper an die realen Gegebenheiten in einem Fahrbahndeckenbeton angepasst war, bedeutetdieses Ergebnis auch, dass der Widerstand des Betonsund damit seine Reserven gegenüber der Ausbildung brei-ter Risse kontinuierlich abnehmen.

5 Ausblick

In der zweiten Förderperiode der Forschergruppe gilt es,insbesondere für die geplanten 4-Punkt-Biegeversuchemit großformatigen Schwingbalken mit aufstehenderPrüflösung, die für die In-situ-Verfolgung der Rissbil-dungsprozesse optimierte Prüfmethodik um die Sensorikfür die zeitliche und räumliche Erfassung des Feuchte-und Salztransports zu erweitern. Geplant ist hier die Nut-

zung der Time Domaine Reflektografie (TDR). Weiterhinsoll zur besseren räumlichen Visualisierung der Risse in-folge mechanischer Vorschädigung bzw. AKR das auto-matisierte Risserkennungssystem weiter verbessert wer-den. Zusätzlich ist geplant, die Röntgen-3D-CT unter Nut-zung bereits vorhandener eigener Erfahrungen [17] auchfür die grundlagenorientierte Analyse der Feuchtetrans-portvorgänge in Fahrbahndeckenbetonen ohne und mitmechanisch induzierter Vorschädigung zu ertüchtigenund anzuwenden. Hierdurch soll der Einfluss von Rissenauf den Feuchtetransport experimentell analysiert wer-den. Dies wiederum bildet die Grundlage für die geplantewirklichkeitsnahe Modellbildung auf Mesoebene.

Aber auch für die Erstellung des Modells auf der Makro-ebene bedarf es einer Fortsetzung der bruchmechani-schen Materialuntersuchungen. So wird neben den imBeitrag aufgezeigten experimentellen Untersuchungen anmechanisch vorgeschädigten Betonprobekörpern zukünf-tig im Rahmen weiterer Untersuchungen zusätzlich derEinfluss einer fortschreitenden schädigenden AKR aufdie zeitliche Entwicklung bruchmechanischer Kennwerteuntersucht. Dazu sind umfangreiche experimentelle Un-tersuchungen an einem ausgewählten Fahrbahndecken-beton geplant, welche die zeitliche Veränderung der Fes-tigkeits- und Verformungseigenschaften charakterisieren[18]. Hierzu werden zur Gewinnung von kleinformatigenProbekörpern, welche sich einerseits an den Vorgabender Abmessungen der Alkali-Richtlinie [15] orientieren,aber auch an den Vorgaben bzgl. der Abmessungen vonStandardprüfverfahren, wie z. B. der Druckfestigkeits-oder der Elastizitätsmodulbestimmung an Betonzylin-dern, Wände mit aufdotiertem Beton hergestellt. Die ge-wonnenen Versuchskörper werden AKR-provozierendenLagerungsbedingungen, z. B. in Anlehnung an den 60 °C-Betonversuch, ausgesetzt und neben den üblichen Unter-suchungen zur Ermittlung des Elastizitätsmoduls und derDruckfestigkeit auch für weitere bruchmechanische Untersuchungen (Bruchenergie, Zugfestigkeit und Span-nungs-Verformungsbeziehung) herangezogen. DieseKennwerte bilden später die Grundlage zur wirklichkeits-nahen Beschreibung der Widerstandsseite im Rahmenvon numerischen Untersuchungen mittels der Finite-Ele-mente-Methode [19]. Ziel der entsprechenden numeri-schen Analysen ist die Herleitung von Maßnahmen zurzukünftigen Schadensreduzierung in Betonfahrbahnde-cken unter Berücksichtigung der in der Praxis vorhande-nen komplexen Beanspruchungen aus Verkehr, Tempera-tur, Feuchte und AKR.

Dank

Für die Unterstützung bei den simultanen Messungenwährend des zyklischen 4-Punkt-Biegeversuchs dankenwir Herrn Dipl.-Ing. S. PIRSKAWETZ von der BAM. Wei-terhin danken wir Herrn Ing. D. MEINEL (BAM) für dieHilfe bei der Durchführung und Auswertung der CT-Auf-nahmen. Unser besonderer Dank gilt der Deutschen For-schungsgesellschaft für die Förderung des Projekts.



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Literatur

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Autoren

BAM Bundesanstalt für Karlsruher Institut für Materialforschung und -prüfung Technologie (KIT)Unter den Eichen 87 Institut für Massivbau und12205 Berlin Baustofftechnologie (IMB),

Abteilung Baustoffe und BetonbauGotthard-Franz-Straße 376131 Karlsruhe

Dr.-Ing. Engin [email protected]

Dipl.-Ing. Katja [email protected]

Dr. med. Karsten [email protected]

Prof. Dr.-Ing. Harald S. Mü[email protected]

Dipl.-Ing. Andreas [email protected]

Dr.-Ing. Frank [email protected]


DOI: 10.1002/best.201400076

FACHTHEMAAndreas König, Frank Dehn

Prüfverfahren zur Bestimmung des Säurewiderstands von Betonen

1 Allgemeines

Betone werden durch saure Flüssigkeiten in verschiede-nen Anwendungsbereichen, wie z. B. in Abwasseranla-gen, Klärwerken, Kraftwerken, in der Landwirtschaft so-wie bei der Förderung und Lagerung von Stoffen, zumTeil hoch beansprucht. Die üblicherweise mit der Bean-spruchung einhergehende Schädigung des Betons resul-tiert aus den thermodynamischen Stabilitätsgrenzen dereinzelnen Zementsteinphasen, die bei pH > 9,5 liegen.Unterhalb dieser Stabilitätsgrenzen gehen die Mineral-phasen des Zementsteins in Lösung. Mit abnehmendempH-Wert der Flüssigkeit steigt die Geschwindigkeit derschädigenden Prozesse an.

Die Beanspruchung von Betonen durch saure Flüssigkei-ten wird durch die Zuordnung in die Expositionsklassefür chemischen Angriff XA nach DIN EN 206:2014-07 [1]in Verbindung mit DIN 1045-2:2008-08 [2] geregelt. DieExpositionsklasse XA gilt nach DIN EN 206:2014-07 [1]für Böden und Grundwasser mit einer Temperatur von 5bis 25 °C und einer geringen Fließgeschwindigkeit. In dennationalen Anwendungsregeln wird der Anwendungsbe-reich auf Meerwasser und Abwässer erweitert [2].

Der Beanspruchungsgrad wird in drei Klassen eingeteilt:

− XA1 = chemisch schwach angreifende Umgebung, − XA2 = chemisch mäßig angreifende Umgebung und − XA3 = chemisch stark angreifende Umgebung.

Ein ausreichender Betonwiderstand soll durch die Grenz-werte der Betonzusammensetzung in Kombination mit ei-ner Mindestdruckfestigkeitsklasse erreicht werden. Für≥ XA3 oder davon abweichende Umgebungsbedingungenist der Beton durch zusätzliche Maßnahmen (Schutz-

schichten oder dauerhafte Bekleidungen) zu schützen, so-fern ein Gutachten keine andere Lösung vorschlägt.

Handelt es sich bei den sauren Flüssigkeiten um wasser-gefährdende Stoffe, die dem Besorgnisgrundsatz des Wasserhaushaltsgesetzes (WHG) unterliegen, so gilt fürBetone ohne Oberflächenabdichtung zudem die DAfStb-Richtlinie „Betonbau beim Umgang mit wassergefährden-den Stoffen“ (BUmwS) [3].

Der beschriebene normative Ansatz verdeutlicht, dassviele Anwendungsbereiche nicht erfasst werden und fürgeregelte Beanspruchungsgrößen (XA3) spezielle, einzel-fallspezifische Maßnahmen ergriffen werden müssen. Fürdiese beiden Fälle muss die Leistungsfähigkeit des Betonsmittels eines (zeitraffenden) Prüfverfahrens nachgewiesenwerden. Erst durch den Einsatz von Betonen mit einemnachweisbaren ausreichenden Widerstand können bauli-che Anlagen, die mit sauren Flüssigkeiten in Kontaktkommen, nachhaltig betrieben werden.

2 Stand der Entwicklung

Generell sollen Prüfverfahren praxisrealistisch, aber auchzeitraffend sowie flexibel hinsichtlich der Beanspruchungund des zu prüfenden Betons sein. Die ermittelten Kenn-daten sollen reproduzierbar sein und eine zumindest nä-herungsweise Ableitung der Nutzungsdauer des Betonsbzw. des Betonbauteils ermöglichen.

Die gängigen Prüfverfahren zur Verifizierung des Säure-widerstands können entsprechend der ablaufenden Schä-digungsprozesse in nasschemisch und mikrobiologisch in-duziert sowie anwendbar für Zementstein, Mörtel undBetone klassifiziert werden. Durch die ständige Neutrali-

Im Rahmen einer Studie konnte ein Prüfverfahren zur Bewer-tung des Säurewiderstands von Betonen konzeptioniert wer-den, welches die säurespezifischen Reaktionsmechanismensowie die Wechselwirkung zwischen einer sauren Flüssigkeitund einem alkalischen Beton berücksichtigt. Die Reproduzier-barkeit der durch das Prüfverfahren gewonnenen Ergebnissekonnte mittels umfangreicher experimenteller Untersuchungenfür verschiedene Betone nachgewiesen werden. Nachfolgen-der Beitrag fasst die wesentlichsten Erkenntnisse zusammenund gibt zudem einen Vorschlag für ein mit dem Prüfverfahrenzusammenhängendes Nachweiskonzept zur Bewertung desSäurewiderstands von Betonen.

Test method to determine the acid resistance of concretesIn the frame of a study, a test method for the evaluation of theacid resistance of concretes was developed which takes par-ticularly the acid specific reaction mechanisms as well as theinteraction between acidic liquid and alkaline concrete into account. The evidence of reproducibility of the results gainedwith the test method has been shown by means of extensiveexperimental investigations on different types of concrete. Thefollowing contribution summarizes the most significant findingsand suggests a verification concept for the evaluation of theacid resistance of concretes related to the proposed testmethod.


A. König, F. Dehn: Test method to determine the acid resistance of concretes

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sationswirkung zwischen saurer Prüfflüssigkeit und basi-scher Baustoffprobe muss für eine anhaltende Proben-schädigung der pH-Wert der Flüssigkeit durch automa -tische Titration [4 bis 9], durch ein Säure/Base-Puffersys-tem [10] und/oder durch ein regelmäßiges Austauschender Prüfflüssigkeit [11] konstant gehalten werden. Da dieReaktionsprodukte auf der Probenoberfläche den Diffu -sionsprozess während des Säureangriffs beeinflussen,kann optional während oder nach der Beanspruchungdie sich bildende Korrosionsschicht durch ein Abbürst-system automatisch [8, 12] oder manuell abgetragen wer-den [6, 7, 9, 13, 28]. Eine Bewertung des Schädigungspro-zesses gelingt unter Verwendung naturwissenschaftlicherund ingenieurtechnischer Methoden durch die Charakte-risierung der Baustoffproben sowie ggf. der Prüfflüssig-keit. Die große Varianz der in der Literatur beschriebe-nen Prüfverfahren wird in Tab. 1 deutlich.

Die aus den Untersuchungsergebnissen resultierendenAussagen werden neben den Baustoffeigenschaften vor-nehmlich von dem eingesetzten Prüfverfahren (Prüfbe-dingungen und methodische Ansätze zur Quantifizierungdes Schädigungsgrades) beeinflusst. Im Unterschied zu

Prüfverfahren, die zur Charakterisierung anderer Dauer-haftigkeitsaspekte (wie z. B. Prüfverfahren zur Bestim-mung des Widerstands hinsichtlich der Frost- und Frost-Tausalz-Beanspruchung) genutzt werden, verändert sichdie Belastungsgröße (saure Prüfflüssigkeit) beim Säure -angriff durch die fortlaufende Reaktion mit der Baustoff-probe. Je ausgeprägter die Reaktion mit der sauren Prüf-flüssigkeit ist, umso schneller verringert sich die Be -lastungsgröße. In vielen Prüfverfahren werden diese säurespezifischen Wirkungsweisen nur unzureichend be-rücksichtigt. Erschwerend kommt hinzu, dass die meistenPrüfverfahren nur wenig variabel hinsichtlich des zu prü-fenden Baustoffs (Zementstein, Mörtel, Beton) oder dersauren Prüfflüssigkeit sind.

3 Prüfverfahren3.1 Anforderungen

Mit dem nachfolgend beschriebenen Prüfverfahren kannder Säurewiderstand von Betonen experimentell quantifi-ziert werden. Das zeitraffende Prüfverfahren ist hinsicht-lich der Art der Beanspruchung (Säureart und -konzen-

Tab. 1 Übersicht zu Prüfverfahren zur Bestimmung des Säurewiderstands von zementgebundenen Baustoffen nach KÖNIG [14]Overview about test methods for the determination of acid resistance of cement-based construction materials according to KÖNIG [14]

Beanspruchung nasschemisch induziert mikrobiologisch induziert

Material Zementstein Mörtel Beton Mörtel

Dimensionierung in Reagenzgläsern Prismen Scheiben Würfelder Materialproben aufgemahlene Proben Scheiben Würfel Prismen

Prismen Zylinder Zylinder Zylinder

Beanspruchungs- keine Regelung oder keine Regelung oder keine Regelung oder Thiobazillen, vornehmlichprozess Austausch Austausch Austausch „Acidthiobacillus

Dosierung der sauren Dosierung der sauren kontinuierliche Titration Thiooxidans“

Prüfflüssigkeit Prüfflüssigkeit Säure/Base-Puffersystem

kontinuierlicher Austausch

Dauer der ≤ 4 Wochen 80 min–8 000 h 12–15 Wochen 3–8 WochenBeanspruchung

Methodische makroskopische Restbiege- und Restdruckfestigkeit MasseänderungAnsätze(1) zur Bestimmung der Druckfestigkeit makroskopische GeometrieänderungCharakterisierung Schädigungstiefe Protonenverbrauch Bestimmung der Zellanzahl/Flächeund Bewertung RFA, REM+EDX, makroskopische Schädigungstiefe mittels

OrganismenartFT-IR, AAS, ICP-OES Bestimmung der Phenolphthalein oder

Änderung der Masse Schädigungstiefe mittels Thymolphthalein

und Geometrie Phenolphthalein oder mikroskopische Thymolphthalein Bestimmung der

elektr. Leitfähigkeit Schädigungstiefe mittels

DiffusionskoeffizientALM, PolMi, REM+EDX

ICP-OESMasseänderung

Geometrieänderung

Quellen [11, 13, 15 bis 20] [5, 21 bis 26] [3, 4, 6 bis 9, 10, 12, [30 bis 36]26 bis 29]

(1) Anmerkungen hinsichtlich der Abkürzungen für Analysemethoden: RFA = Röntgenfluoreszenzanalyse; REM+EDX = Rasterelektronenmikroskopie mit energiedispersiverRöntgenspektroskopie; FT-IR = FOURIER-Transformations-Infrarotspektrometer; AAS = Atomabsorptionsspektrometrie; ICP-OES = optische Emissionsspektrometrie mittelsinduktiv gekoppeltem Plasma; ALM = Auflichtmikroskopie; PolMi = Polarisationsmikroskopie


A. König, F. Dehn: Prüfverfahren zur Bestimmung des Säurewiderstands von Betonen

tration) und des zu prüfenden Betons flexibel (Bild 2).Durch die Berücksichtigung der säurespezifischen Wech-selwirkung zwischen Prüfflüssigkeit und Baustoffprobe(n)kann eine gleichmäßige, materialunabhängige und somitreproduzierbare Beanspruchungsgröße generiert werden.Die gewählte Probengeometrie und der methodische An-satz ermöglichen praxisrelevante, statistisch abgesicherteKenngrößen.

Da sich in der Praxis die Beanspruchungsgröße (Konzen-tration und Art der Säure, Sättigung der Lösung, mikro-biologische Einflussgrößen, Umgebungsfeuchte, Abrasionetc.) stetig verändern, ist eine direkte Vorhersage der Nut-zungsdauer von säurebeanspruchten Betonbauwerkenauf Grundlage eines experimentell bestimmten Schädi-gungsgrades nur bedingt möglich. Erst durch den Ver-gleich mit anwendungsbezogenen Langzeiterfahrungenvergleichbarer Baustoffproben, die ebenfalls zeitraffendgeprüft wurden, ist eine zumindest überschlägige qualita-tive Abschätzung der Nutzungsdauer denkbar.

3.2 Probenvorbereitung

Für die mikroskopische Bestimmung der Schädigungs -tiefen (ST) werden nach 56 Tagen zwei Scheiben der Geo-metrie 100×100×40 mm³ aus einem Betonwürfel mit ei-ner Kantenlänge von 150 mm mittig herausgesägt (Bild 1)und bis zur Sättigung in Wasser eingelagert. Diese Vorge-hensweise soll homogene, nicht karbonatisierte und nichtkapillarsaugende Proben ermöglichen. Die relativ langeVorlagerungszeit von 56 Tagen ist erforderlich, um fürsäureoptimierte Betone, die in der Regel reaktive Zusatz-stoffe (z. B. Flugasche, Hüttensand, Metakaolin, Silika -staub) enthalten, einen ausreichend hohen Hydratations-grad zu gewährleisten. Nach der Bestimmung der Proben-masse und -geometrie werden die Betone im Säurebad(Bild 2) beansprucht.

Falls die ST bereits nach kurzer Beanspruchungsdauer ei-ne für das Bauteil relevante Größe erreicht oder ggf. nachausreichend langer Beanspruchung keine ST mikrosko-pisch bestimmt werden kann, müssen zusätzlich alternati-ve praxisrelevante Baustoffeigenschaften wie z. B. dieRestdruckfestigkeit geprüft werden. Für die Bestimmungder Restdruckfestigkeit eignen sich z. B. Würfel der Geo-metrie 100×100×100 mm³ bzw. aus Würfeln herausprä-parierte Bohrkerne der Geometrie (∅/h 100 mm/100 mm).

3.3 Probenbeanspruchung

Für die Bestimmung der ST eines Betons werden zweiScheiben (100×100×40 mm³) und optional drei Würfeloder Zylinder (für die Bestimmung z. B. der Druckfestig-keit) im Säurebad sowie als Referenz im Wasser eingela-gert. Das einzusetzende Säurebad sollte mit einer auto-matischen Titrationseinheit zur Regelung eines konstan-ten pH-Werts, mit einer Homogenisierungseinheit (Mixer,inkl. Pumpensystem) zur Einstellung einer homogenenPrüfflüssigkeit und mit einem ausreichenden Prüfflüssig-keitsvolumen zur zeitlichen Verzögerung der Sättigungder Prüfflüssigkeit ausgestattet sein (Bild 2).

Wöchentlich sollten die losen Bestandteile auf der Ober-fläche von jeweils einer Scheibe und optional den Probenfür die Prüfung der Druckfestigkeit mittels einer weichenBürste vorsichtig händisch entfernt werden. Die Proben-masse und ggf. die -geometrie sind zu dokumentieren. Umeine Sättigung der Prüfflüssigkeit zu vermeiden, solltendie Ca- (Normalzemente nach DIN EN 197-1:2011-11[35]) und ggf. die Al- (z. B. Tonerdeschmelzzement nachDIN EN 14647:2006-01 [36]) Konzentrationen in derPrüfflüssigkeit z. B. nasschemisch oder mittels ICP-OESbestimmt werden. Ausgehend von der Wasserlöslichkeitund der Stöchiometrie der säurespezifischen Ca- sowieggf. Al-Salze, die bei einer Sättigung der Prüflösung aus-fallen würden, können die spezifischen Grenzwerte fürdie Ca- und ggf. Al-Konzentrationen berechnet werden(z. B. 0,625 g Ca/1 l Prüfflüssigkeit bei Gips als relevantesSalz von H2SO4). Die saure Prüfflüssigkeit muss vor Er-reichen der säurespezifischen Grenzwerte zumindest par-tiell ausgetauscht werden.

Die Prüfdauer richtet sich nach der Beanspruchungsgrö-ße und beträgt in der Regel für pH-Werte ≤ 4 mindestenszwölf Wochen.

Bild 1 Probenpräparation für die Säurewiderstandsprüfung zur Bestimmungder Schädigungstiefe (ST)Sample preparation for the acid resistance test for the determinationof depth of degradation (DD)

01 Säurespeicher 02 Titrationsanlage 03 Homogenisierungseinheit04 Titrationsausgang 05 Heizelement 06 pH-Wert Sensor

07 Mediumspeicher 08 Kreiselpumpe 09Werkstoffproben (rot)mit Medium (blau)

Bild 2 Säureprüfstand [14]Acid test stand [14]



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3.4 Quantifizierung des Schädigungsgrades

Der Schädigungsgrad kann während der Prüfung durchdie Messung der Probenmasse und der Probengeometriesowie nach der Prüfung durch die mikroskopische Be-stimmung der ST und ggf. durch die Bestimmung derRestdruckfestigkeit quantifiziert werden.

Bei der zu bestimmenden Kenngröße handelt es sich inder Regel um die Schädigungstiefe (ST), die als Zone defi-niert wird, in der sich die Betoneigenschaften, wie z. B.die Alkalität oder die Druckfestigkeit (Gl. (4)), durch dieeinwirkende Säure verändern. Die ST setzt sich aus einerAbtragstiefe (AT), aus der der Zementstein einschließlichkleiner Gesteinskörnungen bereits vollständig herausge-löst wurde, und aus einer Reaktionstiefe (RT), aus der Be-standteile wie z. B. Alkalien und Calcium (am Anfang ausCa(OH)2 und später aus C-S-H-Phasen) herausgelöst wur-den oder sich neue Phasen wie z. B. Calciumsulfate gebil-det haben, zusammen.

Die ST und die Restdruckfestigkeit sind direkte und diesich verändernde Probenmasse sowie die -geometrie sindindirekte Kenngrößen zur Quantifizierung des Säurewi-derstands. Die in der Literatur [12, 13, 21, 22, 25] vielfachbeschriebene Bestimmung der Probenmasse als charakte-ristische Kenngröße für den Schädigungsgrad ist nichtzielführend, da: (1) mit abnehmendem Größtkorndurch-messer (Dmax) der Gesteinskörnung, (2) mit zunehmen-dem Bindemittelgehalt oder (3) mit zunehmenden inertenFeinanteilen in Zementzumahl- oder Betonzusatzstoffen(z. B. quarzitische Gesteinsmehle oder nicht reaktiveFlug ascheanteile usw.) der Masseverlust bei einer kon-stanten Schädigungstiefe ansteigt.

Mit zunehmendem Verhältnis von Abtragstiefe (AT) zu(inerter) Partikelgröße nimmt der durch Säureangriff in-duzierte Probenmasseverlust zu. Dieser Effekt wird inBild 3 durch das Verhältnis von Masseverlust zu ST fürBetone mit unterschiedlichem Größtkorn und Bindemit-telgehalt sowie durch den Anschliff (Bild 5) deutlich. Fallsdie Sättigung der Lösung erreicht wurde, können speziellbei sulfathaltigen Prüflösungen (H2SO3, H2SO4) wasser-reiche Produkte wie z. B. Gips entstehen, die im Vergleichzu den Edukten eine höhere Masse besitzen.

Die sich stetige verändernde Probengeometrie kann eben-falls nicht als alleiniges Maß für den Schädigungsgrad ge-nutzt werden, da das innere Betongefüge bei Säuren undspeziell bei organischen Säuren bereits bei vergleichswei-se moderaten pH-Werten deutlich vorgeschädigt wird.Bilder 3 und 4 verdeutlichen die säurespezifische Schädi-gungszonierung. Trotz eines höheren pH-Werts konntenbei allen Betonproben, die durch den org. Säuremix bean-sprucht wurden, bei ähnlichen Masseverlusten größereSchädigungstiefen (Bild 3) nachgewiesen werden. Diedurch den organischen Säuremix beanspruchten Beton-proben besitzen eine geringere Abtragstiefe (AT), einedeutlich größere Reaktionstiefe (RT) und daraus resultie-rend eine größere Schädigungstiefe (ST) (Bild 4).

Die geschädigte Probenzonierung kann an Dünnschliffenmit der Polarisationsmikroskopie (PolMi) oder an An-schliffen mit der Auflicht- (ALM) bzw. der Elektronenmi-kroskopie (REM) mit optionaler energiedispersiver Rönt-genstrahlung (EDX) analysiert werden. Die PolMi unddie REM mit EDX eignen sich für die hochauflösende(chemische und Phasen-) Analyse des Betongefüges an lo-kal begrenzten Bereichen. Aufgrund des größeren Pro-benbereichs sollte die ALM an Anschliffen zur Quantifi-zierung der ST bevorzugt werden, wobei zwischen dermittleren und der max. ST unterschieden werden muss.

Für die mikroskopische Bestimmung der Abtragstiefe(AT) kann bei AT < Dmax die vor der Einlagerung durch-geschnittene und nachweislich säurebeständige Gesteins-körnung als Bezugslinie verwendet werden. BeiAT ≥ Dmax (z. B. ultrahochfester Beton) bzw. säureunbe-

Bild 3 Vergleich des Säurewiderstands (Masseverlust und Schädigungstiefeals Maß für den Schädigungsgrad) von normalfesten (NB), hochfesten(HFB) und ultrahochfesten (UHFB) Betonen in Abhängigkeit vom sau-ren Medium (Schwefelsäure mit pH = 2,0/org. Säuremix mit pH = 3,0)nach zwölfwöchiger Beanspruchung [14]Comparison of acid resistance (mass loss and depth of degradation asan indication for degree of damage) normal strength, high strengthand ultra-high strength concretes after 12 weeks of acid exposure(sulphuric acid pH = 2.0/organic acid mix pH = 3.0) [14]

Bild 4 Säurespezifische Probenschädigung von normalfesten, hochfestenund ultrahochfesten Betonen, Schwefelsäure mit pH = 2,0 und org.Säuremix mit pH = 3,0Acid specific sample degradation of concretes with a normal, a highand ultrahigh strength; sulphuric acid (pH = 2.0) and organic acid mix(pH = 3.0)



ständigen Gesteinskörnungen können säurebeständigeBezugspunkte wie z. B. CFK-, Glas- oder PP-Stäbe (Bild 5,Oben/Mitte) in den Betonwürfel vor der Säureprüfungeinbetoniert und vor der Einlagerung durchsägt werden.Eine deutliche Abgrenzung zwischen geschädigter undungeschädigter Zone wird bei dem Einsatz der ALMdurch die für Normalzemente charakteristische gelb-brau-ne Verfärbung (erhöhte Al-, Fe-Konzentration) an derGrenze (Bild 5) und ggf. durch den Einsatz von pH-Indi-katoren (z. B. Phenolphthalein- oder Thymolphthalein-Lösung) in Kombination mit einer erhöhten Farbintensi-tät (digitale Bildaufnahme) ermöglicht.

Neben den mikroskopischen Verfahren kann alternativauch die 3D-Mikroröntgencomputertomografie (3D-μXCT) zur Visualisierung des dreidimensionalen Bau-stoffgefüges und zur Bestimmung der ST eingesetzt wer-den (Tab. 2). Die zerstörungsfreie Messmethodik ermög-licht das mehrmalige Messen identischer Proben zu unterschiedlichen Zeitpunkten ohne säurebeständige Be-zugspunkte und ohne Heraussägen von Teilproben (vorund nach der Beanspruchung).

Die Restdruckfestigkeit (fa %) ergibt sich aus dem Verhält-nis der Mittelwerte der Druckfestigkeit zwischen den un-geschädigten (fw) und den geschädigten (fa) Proben nachGl. (3) [3]. Unter der Voraussetzung, dass es einen unge-schädigten Probenkern gibt und die vorgeschädigte Reak-

tionszone (RT) keine Kräfte aufnehmen kann, ist dieSchädigungstiefe (ST) nach Gl. (4) [3] und die Druckfes-tigkeit der geschädigten Probe (fa) nach Gl. (5) [14] bere-chenbar. Wenn zusätzlich eine Schädigungszonierung inder Probe mikroskopisch detektiert wurde, kann dieDruckfestigkeit in der RT (fRT) nach Gl. (6) abgeschätztwerden [14].

(3)

(4)

(5)

(6)

mit:a Kantenlänge des Referenzwürfels oder Durchmes-

ser des Referenzzylinders vor der Beanspruchungdurch saure Lösung in mm

ART Querschnittsfläche der vorgeschädigten Reaktions-zone in der Probe in mm²

AKern Querschnittsfläche des ungeschädigten Proben-kerns nach Beanspruchung in mm²

Fa Bruchlast der durch Säure geschädigten Proben inN

Fw Bruchlast der ungeschädigten Proben (Wasserlage-rung) in N

fa Druckfestigkeit der säurebeanspruchten Proben inN/mm²

fa % Restdruckfestigkeit der säurebeanspruchten Pro-ben in %

fRT Druckfestigkeit in der Reaktionszone der säurebe-anspruchten Proben in N/mm²

fw Druckfestigkeit der ungeschädigten Proben (Was-serlagerung) in N/mm²

4 Zusammenfassung

In vielen Anwendungsbereichen werden Betone durchsaure Flüssigkeiten beansprucht. Die Quantifizierung des

f

f A A A f

A

( )RT

a RT Kern Kern a

RT

ff A

A Aaw Kern

RT Kern

fff

100a%a

w

ST aFF

0,5 (1 )a

wBild 5 Schädigungsverlauf im Betongefüge in Abhängigkeit vom GrößtkornDmax (Oben Dmax = 2 mm, Mitte Dmax = 8 mm; Unten Dmax = 16 mm)Course of damage in the concrete texture in dependency of the courseaggregate (above Dmax = 2 mm, middle Dmax = 8 mm; below Dmax =16 mm

Tab. 2 Einsatz der 3D-μXCT zur Quantifizierung der Schädigungstiefe (ST), Bsp: 2D-Schnittbilder eines durch Essigsäure (pH = 2,0) beanspruchten Betonwürfels(30 × 30 × 30 mm³)Use of 3D-μXCT for the quantification of depth of degradation (DD). 2D-images of damaged concrete cube (30 × 30 × 30 mm³) stored in acetic acid (pH = 2.0)

Beanspruchungszeitpunkt 0d 1d 3d 7d

2D-Schnittbilder



FAC

HT

HE

MA

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materialspezifischen Säurewiderstands ist u.a. für die Ent-wicklung beständigerer Betone und ggf. für die überschlä-gige Abschätzung der möglichen Nutzungsdauer von Be-tonbauteilen von entscheidender Bedeutung. Aktuell gibtes eine Vielzahl von Prüfverfahren, die sich u. a. beim zuprüfenden Material (Zementstein, Mörtel, Beton), der Artder Beanspruchung, der Versuchsdauer und dem metho-dischen Ansatz zur Bewertung des Schädigungsgradesdeutlich voneinander unterscheiden. Die an ein Prüfver-fahren gestellten allgemeinen Anforderungen sind: zeit-raffend, reproduzierbar, flexibel und praxisrelevant.

Auf Grundlage einer umfangreichen Literaturauswertungund einer Vielzahl von eigenen Versuchen konnte ein Ver-fahren zur Prüfung des Säurewiderstands von Betonen

konzeptioniert werden. Das Verfahren ist zeitraffend undflexibel hinsichtlich der Auswahl der Beanspruchung so-wie des zu prüfenden Betons. Durch die Berücksichtigungder säurespezifischen Wirkungsweisen wird eine konstan-te Beanspruchungsgröße ermöglicht. Die ausgewähltenMethoden zur Bewertung des Schädigungsgrades ermögli-chen die Ermittlung von praxisrelevanten und reprodu-zierbaren Kenngrößen. Das vorgestellte leistungsbezogeneVerfahren dient vorwiegend der Quantifizierung des mate-rialabhängigen Säurewiderstands. Eine exakte Vorhersageder Nutzungsdauer auf Grundlage der Ergebnisse ist je-doch nicht möglich, da in der Realität die einzelnen Bean-spruchungsgrößen stetig variieren und der Säureangriffdurch weitere anwendungsbedingte Prozesse, wie z. B.Frost-Tau-Wechsel oder Abrasion beeinflusst wird.

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Autoren

Prof. Dr.-Ing. Frank DehnMFPA Leipzig GmbHHans-Weigel-Straße 2b04319 [email protected]

Dr. rer. nat. Andreas KönigUniversität LeipzigInstitut für Mineralogie, Kristallografie und MaterialwissenschaftScharnhorststraße 2004275 [email protected]

32 – 55 °C Gesellschaft für Materialforschung und Prüfungsanstalt für das Bauwesen Leipzig mbHwww.mfpa-leipzig.de · Tel. 0341 6582-0 Hans-Weigel-Straße 2b · 04319 Leipzig

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27.01.2015H2

SO4

H2CO3

pH>1,0

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DOI: 10.1002/best.201400042

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Stefan Hainer, Tilo Proske, Carl-Alexander Graubner FACHTHEMA

Einfluss der Nachbehandlung auf das Karbonatisierungs -verhalten von Beton aus klinkerarmen Zementen

1 Einführung und Problemstellung

Der Werkstoff Beton kann aufgrund seiner mineralischenZusammensetzung als vergleichsweise umweltfreundli-cher Baustoff angesehen werden. Lediglich dem als Bin-demittel verwendeten Zement ist ein erhebliches Treib-hauspotenzial aus der CO2-Emission zuzuweisen, wobeiein Großteil davon durch die Entsäuerung des Kalksteinsund den Brennstoffbedarf der Klinkerherstellung hervor-gerufen wird. Aktuelle Produktpaletten der Zementher-steller zeigen, dass eine Substitution von Portlandzement-klinker im Zement durch Hauptbestandteile wie Flug-asche, Hüttensand oder Kalkstein möglich ist. Im Jahr2010 betrug der mittlere Klinkerfaktor des deutschland-weiten Durchschnittszements ca. 0,75 [2]. Ziel ist eineweitere deutliche Reduzierung. Da die reaktiven Aus-gangsstoffe Flugasche und Hüttensand jedoch nicht flä-chendeckend und nur in begrenzter Menge verfügbarsind, können Betone aus praxiserprobten klinkerarmenZementen, wie z. B. CEM III/B, trotz ihrer günstigen Um-weltwirkung nicht flächendeckend eingesetzt werden.Folgerichtig wird der Einsatz von Kalkstein im Zementweiter vorangetrieben [3 bis 5]. Für die baupraktische An-wendung von Zementen mit geringem Klinkergehalt undgrößeren Mengen an Kalkstein im Beton ist die Eignungbezüglich der Verarbeitbarkeit und der bemessungsrele-vanten mechanischen Eigenschaften nachzuweisen. Fer-ner müssen Fragestellungen zur Dauerhaftigkeit beant-wortet werden.

Insbesondere der Karbonatisierungswiderstand von Be-ton zur Vermeidung einer karbonatisierungsinduziertenBewehrungskorrosion wird maßgebend vom Klinkerge-halt im Zement beeinflusst. Bei der Hydratation des Port-landzementklinkers wird aus Wasser und den Klinkermi-neralien Calciumhydroxid gebildet. Im Porenwasser desZementsteins gehen Teile des Calciumhydroxids und an-dere Alkalimetallhydroxide in Lösung. Bedingt durch dasbasische Milieu des Porenwassers (pH-Wert ca. 13 [6])entsteht eine dichte Passivierungsschicht auf der Oberflä-che des Betonstahls und verhindert eine fortschreitendeBewehrungskorrosion. Während der Nutzungsphase vonBetonbauteilen diffundiert Kohlenstoffdioxid aus derUmgebungsluft in den Beton und geht im Porenwasserunter Bildung von Carbonat-Ionen in Lösung. Die Carbo-nat-Ionen reagieren mit den im Porenwasser enthaltenenCalcium-Ionen zu Calciumcarbonat. Damit verbunden isteine Absenkung des pH-Werts in der Porenlösung. Beisinkender Calciumionenkonzentration im Porenwasserkönnen sich nach [7] neben dem Calciumhydroxid auchCalciumionen aus weiteren Phasen des Zementsteins lö-sen und karbonatisieren, wie z. B. C-S-H-Phasen, Ettringitund Monosulfat.

Bei vollständiger Karbonatisierung der Alkalimetallhy-droxide sinkt der pH-Wert auf ca. 8,5 oder niedriger ab[8]. Bei pH-Werten dieser Größenordnung ist die Passivie-rung des Betonstahls nicht mehr sichergestellt. Das Kor-rosionsrisiko nimmt bei Vorhandensein von Feuchtigkeit

Die Dauerhaftigkeit von Betonbauteilen wird wesentlich durchdie Nachbehandlung beeinflusst. Die erforderliche Nachbe-handlungsdauer von Betonbauteilen ist normativ durch die Ex-positionsklasse und die Festigkeitsentwicklung des Betons de-terminiert. Der vorliegende Beitrag befasst sich mit dem Ein-fluss der Nachbehandlung auf die Druckfestigkeit und die Kar-bonatisierungstiefe von Betonen aus Zementen mit niedrigemKlinkergehalt.Im Rahmen experimenteller Untersuchungen wurden sowohlder Einfluss der Nachbehandlungsdauer als auch die Auswir-kungen variierender Umgebungsbedingungen und einer nach-träglichen Befeuchtung auf die Betoneigenschaften analysiert.Weiterhin erfolgte ein Vergleich der Versuchsergebnisse mitbekannten Vorhersagemodellen zum Einfluss der Nachbehand-lungsdauer sowie der Umgebungsbedingungen auf die Karbo-natisierungstiefe. Abschließend wird eine Bewertung der inDIN 1045-3 [1] festgelegten Mindestdauer der Nachbehandlungvorgenommen.

Influence of curing on the carbonation of clinker-reducedconcretesThe durability of concrete structures is significantly influencedby the curing conditions. The normative required curing time ofconcrete elements is determined by the exposure class and thestrength development of the concrete. This article deals withthe influence of curing on the compressive strength and thecarbonation depth of concretes with low clinker cements.As part of the experimental investigations, both the influence ofthe curing time and the effects of varying environmental condi-tions and a subsequent moistening on the concrete propertieswere analyzed. Furthermore, a comparison of the results withknown prediction models on the influence of curing time andenvironmental conditions on the carbonation depth was car-ried out. Subsequently an evaluation of the required minimumcuring time according to DIN 1045-3 [1] was conducted.


S. Hainer, T. Proske, C.-A. Graubner: Einfluss der Nachbehandlung auf das Karbonatisierungsverhalten von Beton aus klinkerarmen Zementen

zu und der Beton platzt infolge einer Volumenzunahmeder Korrosionsprodukte ab [8]. Eine karbonatisierungsin-duzierte Bewehrungskorrosion findet jedoch nur unterAnwesenheit von Wasser und Sauerstoff im karbonati-sierten Bereich des Bewehrungsstahls statt. Bei ständigfeuchten oder trockenen Bauteilen erfolgt keine Beweh-rungskorrosion.

Verglichen mit konventionellen Betonen nimmt bei Ver-wendung von Zementen mit einem geringen Klinkerge-halt die potenzielle Menge an gebildetem Calciumhydro-xid ab. Zusätzlich wird Calciumhydroxid bei der Verwen-dung von puzzolanischen Additiven verbraucht [9]. Auchbei Betonen mit hüttensandhaltigen Zementen ist trotzeiner Erhöhung der Gefügedichtigkeit in der Regel von ei-ner Reduzierung des Karbonatisierungswiderstands aus-zugehen [10], da diese einen geringeren Klinkergehalt auf-weisen als Portlandzemente.

Die Dauerhaftigkeit von Betonbauteilen wird durch dieBauausführung beeinflusst, speziell das Karbonatisie-rungsverhalten. Um eine ausreichende Hydratation desZements zu erreichen, muss junger Beton nachbehandeltwerden. Beton wird im Zuge der Nachbehandlung vorvorzeitigem Austrocknen, Auswaschungen, rascher Ab-kühlung, niedrigen Temperaturen und starken Erschütte-rungen geschützt. Wird Beton nicht ausreichend nachbe-handelt, kann keine vollständige Hydratation des Ze-ments erfolgen, da das für die Hydratation notwendigeWasser verdunstet. Konsequenzen sind weniger Hydrata-tionsprodukte und eine verringerte Dichtigkeit des Gefü-ges, die zwangsläufig zu einem beschleunigten Karbonati-sierungsfortschritt führen [11 bis 13]. In Abhängigkeit vonder Nachbehandlungsdauer verändert sich der Karbonati-sierungswiderstand insbesondere im Bereich der Beton-deckung [11]. Betone mit langsamer Festigkeitsentwick-lung müssen für den gleichen Hydratationsgrad längernachbehandelt werden als Betone mit schneller Festig-keitsentwicklung. Um eine ausreichend lange Nachbe-handlungsdauer von bewittertem Beton in der Baupraxissicherzustellen, legt DIN 1045-3 [1] eine Mindestdauerder Nachbehandlung bis zum Erreichen von 50 % der 28-Tage-Druckfestigkeit zugrunde. Es stellt sich die Frage, obdiese Regelung unabhängig von der verwendeten Beton-zusammensetzung, insbesondere bei der Verwendungvon Zementen mit geringem Klinkergehalt, anwendbarist.

In diesem Zusammenhang ist jedoch zu beachten, dassBetone, die durch eine zu kurze Nachbehandlungsdauerggf. nicht vollständig hydratisieren konnten, bei nachträg-licher Befeuchtung gegebenenfalls weiter hydratisieren.Dies betrifft insbesondere Bauteile, die einer Beregnungausgesetzt sind. Hierzu muss allerdings Wasser bis zu dennicht hydratisierten Phasen vordringen können. Des Wei-teren findet die CO2-Diffusion prinzipiell nur im Gas-raum statt, für die Lösung der Reaktionspartner und dieKarbonatisierungsreaktionen wird allerdings Wasser imPorenraum benötigt. Demzufolge hängt der CO2-Diffusi-onskoeffizient und somit die Karbonatisierungsgeschwin-

digkeit von Beton stark von der Wassersättigung des Po-renraums ab. Relative Feuchten der Umgebungsluft zwi-schen 60 und 80 % begünstigen den Karbonatisierungs-vorgang in Betonbauteilen, dagegen finden bei relativenLuftfeuchten kleiner als 50 % und größer als 85 % theore-tisch keine Karbonatisierungsvorgänge statt [14].

Aus den genannten Gründen beeinflussen neben der rela-tiven Luftfeuchtigkeit der Bauteilumgebung auch Nieder-schlagsereignisse den Karbonatisierungsfortschritt maß-gebend. Die Karbonatisierung von durch Niederschlagbefeuchteten Bauteilen kann erst dann wieder stattfin-den, wenn das aufgenommene Wasser verdunstet ist. Ins-besondere Schlagregenereignisse verstärken die Befeuch-tung der Randzone. Angaben aus der Literatur zum Ver-hältnis der Karbonatisierungstiefen in Abhängigkeit vonden Umgebungsbedingungen sind in Tab. 1 dargestellt.

2 Experimentelle Untersuchungen2.1 Überblick und Mischungszusammensetzungen

Ziel der durchgeführten Versuchsreihen war es, den Ein-fluss der Nachbehandlungsart und -dauer, der Witte-rungsbedingungen und einer nachträglichen Feuchtezu-fuhr auf den Karbonatisierungswiderstand verschiedenerBetonzusammensetzungen zu prüfen. Insbesondere wur-den Betone aus Zementen mit geringem Klinkergehaltanalysiert. Die hier vorgestellten Ergebnisse sind Teil um-fangreicher Untersuchungen zum Karbonatisierungswi-derstand von Betonen aus Zementen mit niedrigem Klin-kergehalt [21].

Im Rahmen der experimentellen Untersuchungen warenzunächst Betone aus in Deutschland standardmäßig eingesetzten Zementarten Gegenstand der Betrachtung(B1–B4). Zusätzlich wurden Betone aus labormäßig hergestellten Zementen, die bisher nur im Zuge von Forschungsprojekten verwendet wurden, untersucht(B5–B6). Die Hauptbestandteile und chemische Analyseder verwendeten Zementarten sind in Tab. 2 dargestellt.

Tab. 1 Literaturangaben zum Einfluss der Umgebungsbedingungen auf dieKarbonatisierungstiefeData in literature concerning the influence of the environmental conditions on the carbonation depth

Quelle Innenbauteil/ Überdachtes Frei bewittertesLaborbedingungen Außenbauteil Außenbauteil

[6] 1,0 0,5 0,2–0,3

[15] 1,0 0,25–0,33

[16] 1,0 0,8 0,5

[17] 1,0 0,7 0,2

[18] 1,0 0,5 0,2

[19] 1,0 0,8 0,33

[20] 1,0 0,8 0,2


S. Hainer, T. Proske, C.-A. Graubner: Influence of curing on the carbonation of clinker-reduced concretes

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Die gewählten Mischungszusammensetzungen und die zu-gehörigen Nachbehandlungsdauern bei 20°C nach DIN1045-3 [1] sind in Tab. 3 zusammengestellt. Alle Betonewurden als Feinbetone mit einen Größtkorndurchmesservon 8 mm, einem Zementleimgehalt von etwa 42 Vol.-%und in der Regel einem Wasserzementwert von 0,5 herge-stellt. Abweichend wurde beim Beton aus Zement mit 50%Kalkstein der Wasserzementwert basierend auf den in [5]gesammelten Erfahrungen auf 0,35 abgesenkt, um eine aus-reichende Performance des Fest betons zu erzielen. Für dieGewährleistung einer ausreichenden Verarbeitbarkeit desBetons wurde Fließmittel des Typs PCE verwendet (ca.1,2 M.-% v. Z.). Das Konzept der klinker- und wasserarmenBetone wird in [4] detailliert beschrieben.

An prismatischen Probekörpern der Maße 160 × 40 × 40mm³ wurden die Druckfestigkeiten in Anlehnung anEN 196-1 geprüft und die Karbonatisierungstiefen mitdem Phenolphthaleintest nach DIN 12390-10 [22] be-stimmt. Für die Prüfung der Druckfestigkeit und Karbo-natisierungstiefe wurden für jedes Prüfdatum zwei Probe-körper hergestellt. Die Variationskoeffizienten der Druck-festigkeit betrugen weniger als 10 %, die der Karbonatisie-rungstiefen weniger als 20 %.

2.2 Einfluss der Nachbehandlungsart

Der Einfluss der Nachbehandlungsart wurde an der Mi-schung B3 untersucht. Die Feinbetonprismen wurden

nach einem Tag in der Schalung bis zu einem Betonaltervon 28 Tagen in einem üblichen Wasserlagerungsbehälter(pH > 12), in frischem Leitungswasser (pH ≈ 7) und in Fo-lie eingewickelt aufbewahrt. Danach wurden die Probe-körper für 365 Tage unter Normklimabedingungen (20 °Cund 65 % r. F.) eingelagert und im Anschluss die Karbona-tisierungstiefe gemessen. Zusätzlich wurde die Druckfes-tigkeit im Probenalter von 28, 56 und 140 Tagen geprüft.Die beschriebenen Versuchsbedingungen sind in Tab. 4dargestellt.

Die Ergebnisse der Untersuchungen zur Nachbehand-lungsart sind in Bild 1 dargestellt. Die hier untersuchteNachbehandlungsart hat nahezu keinen Einfluss auf dieDruckfestigkeit. Die Karbonatisierungstiefe von Probe-körpern, die durch ein Einwickeln in Folie nachbehan-delt wurden, ist etwas höher als die Karbonatisierungstie-fe von im Lagerungsbehälter (pH > 12) oder Leitungswas-ser nachbehandelten Probekörpern.

Tab. 2 Hauptbestandteile und chem. Analyse der verwendeten Zemente [M.-%]Main constituents and chemical analysis of the investigates cements [m.-%]

Zementart K S V LL CaO SiO2 Al2O3 Fe2O3

CEM I 42,5 N 97 3 63,1 20,3 4,6 3,0

CEM II/A-LL 42,5 R 86 14 63,2 18,4 4,6 2,6

CEM II/B-M (V-LL) 32,5 R 75 15 10 53,7 24,3 7,3 3,4

CEM III/B 42,5 N 30 69 1 50,1 30,2 9,8 1,0

CEM (30S-20LL) 55 25 21 57,7 21,0 5,6 1,8

CEM (50LL) 49 51 55,9 13,9 3,3 2,0

Tab. 3 Untersuchte Mischungsrezepturen und 28-Tage-FestigkeitenInvestigated mixtures and compressive strength after 28 days

Beton Zementart w/z fc28 r = fc, 2/fc, 28 Mindestdauer der Nachbehandlung*[N/mm2] bei 20 °C [d]

B1 CEM I 42,5 N 0,50 62,5 0,40 2

B2 CEM II/A-LL 42,5 R 0,50 56,6 0,50 1

B3 CEM II/B-M (V-LL) 32,5 R 0,50 50,7 0,40 2

B4 CEM III/B 42,5 N 0,50 58,7 0,20 4

B5 CEM (30S-20LL) 0,50 47,6 0,40 2

B6 CEM (50LL) 0,35 51,6 0,50 1

* nach DIN 1045-3, Tabelle 5.NA

Tab. 4 Versuchsbedingungen: Einfluss der NachbehandlungsartBasic conditions: Influence of curing type

Beton Nachbehandlungsart Anschließende Lagerung(Dauer: 28 d) NB–365 d

B3 Wasser (pH > 12) 20 °CWasser (pH = 7) 65 % r. F.Folie 0,04 Vol.-% CO2



2.3 Einfluss der Nachbehandlungsdauer

Der Einfluss der Nachbehandlungsdauer wurde an denBetonen B1, B3, B4 und B6 untersucht. Nach einem Tagin der Schalung wurden Probekörper bis zu einem Altervon 2, 4, 7 und 28 Tagen in einem Wasserbecken aufbe-wahrt. Anschließend wurden die Probekörper für 365 Ta-ge unter Normklimabedingungen gelagert (vgl. Tab. 5).Die Karbonatisierungstiefe wurde nach den 365 Tagen ge-messen, die Druckfestigkeit in einem Probenalter von 28,56 und 140 Tagen geprüft.

Kürzere Nachbehandlungsdauern und anschließendeNormklimalagerung bis zur Prüfung der Druckfestigkeitführten zu signifikant geringen Druckfestigkeiten nach140 Tagen (vgl. Bild 2). Eine kurze Nachbehandlung unddie anschließende Austrocknung verhindern die planmä-ßige Hydratation des Zements. Besonders empfindlichreagiert Beton aus CEM III/B, der bei einer Nachbehand-lungsdauer von 2 Tagen nur die Hälfte der Festigkeit be-zogen auf eine Nachbehandlungsdauer von 28 Tagen er-reicht. Die anderen untersuchten Feinbetone, auch derBeton B6 mit CEM (50LL), weisen ein ähnliches Verhal-ten der Druckfestigkeit gegenüber einer verkürzten Nach-behandlung auf.

Aus Bild 3 ist zunächst ersichtlich, dass sich die Karbona-tisierungstiefe der Probekörper bei einer erhöhten Nach-behandlungsdauer signifikant verringert. Die Karbonati-sierungstiefe bei zweitägiger Nachbehandlung ist gegen-über der Karbonatisierungstiefe bei einer Nachbehand-lungsdauer von 28 Tagen etwa doppelt so hoch,unabhängig von der verwendeten Zementart. Weiterhinist festzustellen, dass für eine gegebene Nachbehand-lungsdauer die Karbonatisierungstiefe nach einem JahrNormklimalagerung von Beton aus CEM III/B deutlichgrößer ist als bei Verwendung von CEM I, die Werte fürdie weiteren untersuchten Zemente liegen dazwischen.Wird dagegen die Karbonatisierungstiefe bei einer Min-

Bild 1 Einfluss der Nachbehandlungsart auf die Druckfestigkeit und KarbonatisierungstiefeInfluence of the curing type on the compressive strength and the carbonation depth

Tab. 5 Versuchsbedingungen: Einfluss der NachbehandlungsdauerBasic conditions: Influence of curing time

Nachbehandlungsdauer Anschließende Lagerung(Wasserlagerung) NB–365 d

2 d20 °C

4 d65 % r. F.

7 d0,04 Vol.-% CO2

28 d

Bild 2 Relative Druckfestigkeit in Abhängigkeit von der Nachbehandlungs-dauerRelative compressive strength in dependency of the curing time

Bild 3 Karbonatisierungstiefe in Abhängigkeit von der Nachbehandlungs -dauerCarbonation depth in dependency of the curing time



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destdauer der Nachbehandlung nach DIN 1045-3 [1] be-trachtet, zeigt sich, dass Betone mit Klinkergehalten klei-ner 50 % v. Z. größere Karbonatisierungstiefen aufweisenals Betone aus CEM I.

In Bild 4 sind für Nachbehandlungszeiten von 7 und 28Tagen die Karbonatisierungsgeschwindigkeiten nach ei-nem Jahr Normklimalagerung in Abhängigkeit von derzugehörigen Druckfestigkeit nach der Vorlagerung darge-stellt. Die Karbonatisierungsgeschwindigkeiten der 7 und28 Tage nachbehandelten Proben, außer B4 mit CEMIII/B, liegen unter der in DIN CEN/TR 16563 [23] festge-legten Grenze für Bindemittel mit einem Wasserzement-wert von 0,50. Aus Bild 4 ist weiterhin ersichtlich, dassder Beton B6 mit CEM (50LL) und einem w/z-Wert von0,35 im Vergleich mit den Betonen B1 und B3 bei glei-cher Druckfestigkeit eine vergleichbar niedrige Karbona-tisierungsgeschwindigkeit aufweist.

2.4 Einfluss der Witterungsbedingungen

Der Einfluss der Witterungsbedingungen wurde ebenfallsan den Betonen B1, B3, B4 und B6 untersucht. Die herge-stellten Probekörper wurden nach einem Tag ausgeschaltund bis zu einem Betonalter von 7 Tagen in einem Was-serbehälter nachbehandelt. Bis zu einem Betonalter von28 Tagen wurden die Probekörper unter Normklimabe-dingungen aufbewahrt. Im Anschluss an die Normklima-lagerung wurden Probekörper im Außenbereich der frei-en Witterung ausgesetzt bzw. unter einer Bedachung gela-gert. Parallel dazu wurden Probekörper unter Normkli-mabedingungen gelagert und weitere Probekörper einmalpro Woche für etwa zwei Stunden in einen Wasserbehäl-ter getaucht. Ziel der Tauchlagerung war es, Befeuch-tungs- und Trocknungsvorgänge von Bauteilen im Außen -bereich im Labormaßstab zu simulieren. Die Versuchs -bedingungen sind in Tab. 6 dargestellt. Vergleichbare Versuche wurden im Jahre 1967 bereits von [15] durchge-führt. Die Karbonatisierungstiefe wurde nach einem Aus-

lagerungszeitraum von 365 Tagen, die Druckfestigkeitnach 140 Tagen gemessen.

Variierende Witterungsbedingungen haben nur einensehr geringen Einfluss auf die Druckfestigkeit (vgl.Bild 5). Die größten Festigkeiten werden bei direkt bewit-terten Betonen und bei Probekörpern, die 28 Tage imWasserbad nachbehandelt und anschließend im Klima-raum gelagert wurden, erreicht.

Einen deutlich größeren Einfluss haben dagegen variie-rende Umgebungsbedingungen auf das Karbonatisie-rungsverhalten (Bilder 6 und 7). Unabhängig von der Ze-mentart wurden die größten Karbonatisierungstiefen anProbekörpern gemessen, die sich im Klimaraum oder imAußenbereich unter einem Dach befanden. Die regelmä-ßig durchfeuchteten Proben aus dem bewetterten Außen-bereich und der Tauchlagerung wiesen deutlich geringereKarbonatisierungstiefen auf. Die Karbonatisierungstiefenvon getauchten und im Außenbereich bewitterten Probe-körpern liegen sogar unter denen von im Normklima ge-lagerten und 28 Tage lang nachbehandelten Probekör-pern, obwohl bei diesen Probekörpern die höchstenDruckfestigkeiten erreicht wurden. Offenbar wird bei re-gelmäßiger Durchfeuchtung der Probekörper sowohl einhöherer Hydratationsgrad erreicht als auch eine CO2-Dif-fusion in den Beton vorübergehend gehemmt.

Bild 4 Karbonatisierungsgeschwindigkeiten in Abhängigkeit von der Druck-festigkeitCarbonation speed in dependency of the compressive strength

Tab. 6 Versuchsbedingungen: Einfluss der WitterungsbedingungenBasic conditions: Influence of environmental conditions

Nachbehandlung Lagerung

(Wasserlagerung) NB–28 d 28 d–365 d

Außenbereich – Witterung

7 d 20 °C/ Außenbereich – Überdachung

65 % r. F. Tauchlagerung

20 °C/65 % r. F.

28 d 20 °C/65 % r. F.

Bild 5 Druckfestigkeit in Abhängigkeit von den WitterungsbedingungenCompressive strength in dependency of the environmental conditions



2.5 Einfluss einer nachträglichen Feuchtezufuhr bzw. verzögerten Nachbehandlung

Der Einfluss einer nachträglichen Feuchtezufuhr wurdean den Betonen B2, B4, B5 und B6 untersucht. Nach ei-nem Tag in der Schalung wurden die Probekörper bis zueinem Alter von 2 und 7 Tagen im Wasserbad nachbehan-delt und anschließend im Klimaraum gelagert. Ein Teilder Probekörper wurde nach 28-tägiger Lagerung imNormklima für 28 Tage wieder ins Wasserbecken gestellt.Zweck dieser Lagerung war es, den Einfluss einer nach-träglichen Feuchtezufuhr auf die Druckfestigkeit und denKarbonatisierungsfortschritt zu bestimmen. Um einenmaximalen Hydratationsgrad zu erzielen, wurden zusätz-lich Proben durchgehend bis zu einem Alter von 56 Tagenim Wasserbad gelagert. Im Probenalter von 84 Tagen wur-den alle Probekörper für 28 Tage einer erhöhten CO2-Konzentration von 2 Vol.-% ausgesetzt, um den Karbona-tisierungsprozess zu beschleunigen. Im Anschluss wurdedie Karbonatisierungstiefe gemessen. Die Druckfestigkeitwurde nach 28 und 84 Tagen geprüft. Die Versuchsbedin-gungen sind in Tab. 7 übersichtlich aufgelistet. Der Ein-fluss einer erhöhten CO2-Konzentration auf den Karbo-natisierungsfortschritt ist bisher nicht eindeutig geklärt.Es wird jedoch davon ausgegangen, dass die bei CO2-Konzentrationen von bis zu 3 % gemessenen Karbonati-sierungstiefen gut mit unter natürlichen Bedingungen ge-messenen Karbonatisierungstiefen übereinstimmen [24].

In Bild 8 sind die Ergebnisse der Untersuchungen zumEinfluss einer nachträglichen Feuchtezufuhr bzw. Nach-behandlung exemplarisch für den Beton B4 (CEM III/B,w/z = 0,50) dargestellt. Die höchste Druckfestigkeit wirdbei einer Nachbehandlungsdauer von 56 Tagen erreicht.Bei Nachbehandlungsdauern von 2 und 7 Tagen ist einesignifikante Steigerung der Druckfestigkeit nach 84 Tagendurch eine nachträgliche Feuchtezufuhr zu erkennen, dieFestigkeit von 56 Tagen nachbehandelten Proben wird allerdings nicht erreicht.

Auf die Karbonatisierungstiefe hat die nachträglicheFeuchtezufuhr einen noch größeren Einfluss als auf dieDruckfestigkeit. Die 2 und 7 Tage nachbehandelten Pro-bekörper weisen bei nachträglicher Wasserlagerung nur

Bild 6 Karbonatisierte Bereiche (weiß) an Bruchflächen in Abhängigkeit vonden Witterungsbedingungen (Betonalter: 1 Jahr)Carbonated areas (white) of plain of rupture in dependency of the environmental conditions (Age of concrete: 1 Year)

Bild 7 Karbonatisierungstiefe in Abhängigkeit von den Witterungsbedingun-genCarbonation depth in dependency of the environmental conditions

Tab. 7 Versuchsbedingungen: Einfluss einer nachträglichen FeuchtezufuhrBasic conditions: Influence of belated moistening

Bezeichnung Nachbe- Weitere Lagerunghandlung NB–28 d 28 d–56 d 56 d–84 d 84 d–112 d

2/82 2 dSchnelltest

7/77 7 d20 °C/65 % r. F.

2 Vol.-% CO2

2/26/28/28 2 d20 °C/65 % r. F. Wasser 20 °C/65 % r. F.

20 °C

7/21/28/28 7 d65 % r. F.

56/28 Wasserlagerung bis 56 d



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etwa ein Drittel der Karbonatisierungstiefe von im An-schluss an die Nachbehandlung trocken gelagerten Pro-bekörper auf. Die Karbonatisierungstiefen der 7 Tagenachbehandelten und für 28 Tage im Wasser gelagertenProbekörper liegen im Bereich der Karbonatisierungstie-fen der 56 Tage nachbehandelten Probekörper.

In Bild 9 sind die Karbonatisierungstiefen der vier unter-suchten Betonrezepturen dargestellt. Bei der kürzestenNachbehandlungsdauer von 2 Tagen und anschließenderNormklimalagerung weist die Probe B4 die höchste Kar-bonatisierungstiefe auf. Bei einer nachträglichen Feuchte-zufuhr oder einer Nachbehandlungsdauer von 7 Tagenliegt die Karbonatisierungstiefe von B4 im Bereich vonB5. Bei einer Nachbehandlungsdauer von 56 Tagen wei-sen alle Betone ähnliche Karbonatisierungstiefen auf.

Demnach reagiert Beton mit CEM III/B sehr sensibel aufkurze Nachbehandlungsdauern. Bei einer nachträglichenFeuchtezufuhr oder einer längeren Nachbehandlungsdau-er weist er dagegen fast einen, verglichen mit Betonen aus

anderen Zementen, gleichwertigen Karbonatisierungswi-derstand auf. Die Karbonatisierungstiefen der Betone B5und B6 liegen bei einer zweitägigen Nachbehandlungs-dauer und anschließender Trockenlagerung zwischen denKarbonatisierungstiefen der Betone B2 und B4, bei sie-bentägiger Nachbehandlungsdauer in der Größenord-nung des Betons B4. Durchweg erhöht eine nachträglicheFeuchtezufuhr den Karbonatisierungswiderstand und dieDruckfestigkeit deutlich.

3 Vergleich der Versuchsergebnisse mit demVorhersagemodell nach [19]

Nach [19] kann der Einfluss der Nachbehandlungsdauerund variierender Umgebungsbedingungen auf die Karbo-natisierungstiefe von ungerissenen Betonbauteilen abge-schätzt werden. Für die Anwendung des Modells nach[19] muss die Karbonatisierungstiefe experimentell in ei-nem Schnelltest bestimmt werden. Der Einfluss der Um-gebungsbedingungen bestimmt sich nach [19] unabhängigvon der im Schnelltest ermittelten Karbonatisierungstiefe.Eingangswerte für den Einfluss der Umgebungsbedingun-gen sind die relative Feuchte, die CO2-Konzentration derUmgebung und Witterungsbedingungen (Regentage imJahr, Schlagregenwahrscheinlichkeit). In Bild 10 sind dierelativen Karbonatisierungstiefen der experimentellenUntersuchungen und nach [19] bezogen auf eine Nachbe-handlungsdauer von 7 Tagen dargestellt. Für die Ermitt-lung der relativen Karbonatisierungstiefen nach [19] wur-den für den Außenbereich eine relative Umgebungsfeuch-te von 75 %, eine Schlagregenwahrscheinlichkeit von0,30 und ein Anteil an Regentagen im Jahr von 0,19 ange-setzt. Für eine Nachrechnung der relativen Karbonatisie-rungstiefen unter Normklimabedingungen im Labor wur-den eine relative Feuchte von 65 %, 0 Regentage pro Jahrund die tatsächliche Nachbehandlungsdauer gewählt. Fürdie Berechnung wurden im Modell, welches auch proba-bilistische Berechnungen erlaubt, nur deterministischeEingangsgrößen verwendet.

Bild 8 Karbonatisierungstiefen und Druckfestigkeiten von Mischung B4 inAbhängigkeit von der VorlagerungCarbonation depth and compressive strength of mixture B4 in depend-ency of the pre-storage

Bild 9 Im Schnelltest gemessene Karbonatisierungstiefen in Abhängigkeitvon der VorlagerungCarbonation depths dependency of the pre-storage

Bild 10 Relative Karbonatisierungstiefen der experimentellen Untersuchungenund des Modells nach [19] in Abhängigkeit von der Nachbehandlungs-dauer und den UmgebungsbedingungenRelative carbonation depths of the experimental investigations and according to the model of [19] in dependency of the curing time andstorage conditions

Literatur

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[5] MÜLLER, C.; PALM, S.; GRAUBNER, C.-A.; PROSKE, T.; HAINER, S.; REZVANI, M.; NEUFERT, W.; REUKEN, I.: Ze-



Die Modellwerte stimmen für Nachbehandlungsdauernzwischen 4 und 28 Tagen sowie eine Lagerung im über-dachten Außenbereich sehr gut mit den Ergebnissen derexperimentellen Untersuchungen überein. Bei einer kur-zen Nachbehandlungsdauer von 2 Tagen liegen die ge-messenen Karbonatisierungstiefen bei einigen Betonendeutlich über den rechnerischen Werten, bei einer Lage-rung im bewitterten Außenbereich etwas darunter.

4 Diskussion der Regelungen zurNachbehandlungsdauer nach DIN 1045-3 [1]

Zunächst ist festzustellen, dass die Karbonatisierungstiefebei Betonen mit geringem Klinkergehalt und einer Nach-behandlung nach DIN 1045-3 [1] bei anschließender La-gerung ohne Feuchtezufuhr größer ist als von den unter-suchten Betonen aus CEM I und CEM II.

Allerdings wirken sich bei frei bewitterten Bauteilen diezwangsläufig auftretenden Befeuchtungsphasen, insbe-sondere bei zuvor nur kurz nachbehandelten Bauteilen,äußerst positiv auf den Karbonatisierungswiderstand aus,wobei die Karbonatisierungstiefe aller Betone in einemähnlich niedrigen Bereich liegt. Zu klären ist noch, ob beieiner kurzen Nachbehandlung von Betonbauteilen undanschließender längerer Trockenperiode eine nachträg -liche Feuchtezufuhr den Karbonatisierungswiderstandgleichermaßen erhöht. Ebenfalls muss eine Übertragbar-keit der im Labormaßstab erzielten Ergebnisse auf praxis-übliche Verhältnisse geprüft werden.

Insgesamt weisen die Ergebnisse der experimentellen Un-tersuchungen darauf hin, dass die in DIN 1045-3 [1] ge-forderte Mindestdauer der Nachbehandlung in Abhängig-keit von der Festigkeitsentwicklung auch für Betone ausZementen mit geringem Klinkergehalt bezüglich der Ver-meidung karbonatisierungsinduzierter Bewehrungskorro-sion angemessen ist.

5 Zusammenfassung

Im vorliegenden Beitrag wurde der Einfluss der Nach -behandlung und der Umgebungsbedingungen auf dieDruckfestigkeit und das Karbonatisierungsverhalten vonBetonen aus Zementen mit geringem Klinkergehalt unter-sucht. Die wesentlichen Ergebnisse der durchgeführten

experimentellen Untersuchungen lassen sich wie folgt zu-sammenfassen:

− In Folie eingewickelte Probekörper weisen etwas hö-here Karbonatisierungstiefen auf als Probekörper, diein Wasser gelagert wurden. Auf die Druckfestigkeit hatdiese Nachbehandlungsart gegenüber wassergelager-ten Proben keinen signifikanten Einfluss.

− Kurze Nachbehandlungsdauer und anschließendeNormklimalagerung führen zu niedrigen Hydrata -tionsgraden. Die negativen Auswirkungen auf die Kar-bonatisierungstiefe sind hierbei größer als auf dieDruckfestigkeit. Insbesondere Betone mit größerenMengen an Hauptbestandteilen neben Portland -zementklinker reagieren sehr sensibel auf eine kurzeNachbehandlungsdauer.

− Unterschiedliche Witterungsbedingungen haben einensignifikanten Einfluss auf die Karbonatisierungstiefe,die Druckfestigkeit verhält sich dagegen weitest -gehend witterungsunabhängig. Die größten Karbona -tisierungstiefen wurden bei Normklimalagerung ge-messen, die geringsten Karbonatisierungstiefen beiProbekörpern, die der Witterung oder einer Tauch -lagerung ausgesetzt wurden.

− Eine nachträgliche Feuchtezufuhr führt bei einer kur-zen Nachbehandlungsdauer bei allen untersuchtenBetonen zu einer Erhöhung des Hydratationsgradesund somit zu einem ähnlich hohen Karbonatisierungs-widerstand.

− Das Karbonatisierungsverhalten der Betone B5 mitCEM (30S-20LL) und B6 mit CEM (50LL) und einemWasserzementwert von 0,35 unterscheidet sich hin-sichtlich variierender Umgebungsbedingungen nichtvom Karbonatisierungsverhalten der anderen unter-suchten Betone aus konventionellen Zementen.

− Mit vorhandenen Modellen kann der Einfluss derNachbehandlungsdauer und der Witterungsbedingun-gen für alle untersuchten Betone unabhängig des Klin-keranteils im Zement gut abgebildet werden. Lediglichder negative Einfluss kurzer Nachbehandlungsdauernwird nicht hinreichend abgebildet.

− Die Ergebnisse weisen darauf hin, dass die in DIN1045-3 [1] geforderte Mindestdauer der Nachbehand-lung in Abhängigkeit von der Festigkeitsentwicklungauch für die untersuchten Betone aus Zementen mitgeringem Klinkergehalt bezüglich der Vermeidungkarbonatisierungsinduzierter Bewehrungskorrosionangemessen ist.



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mente mit hohen Kalksteingehalten – Dauerhaftigkeit undpraktische Umsetzbarkeit. Beton 01/02 (2014), S. 43–50.

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[23] DIN CEN/TR 16563: Principles of the equivalent durabili-ty procedure. Brüssel: European Committee for Standardi-zation, 2013.

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Autoren

Prof. Dr.-Ing. Carl-Alexander [email protected]

TU DarmstadtInstitut für MassivbauFranziska-Braun-Straße 364287 Darmstadt

Dr.-Ing. Tilo [email protected]

Dipl.-Ing. Stefan [email protected]


DOI: 10.1002/best.201400046

FACHTHEMAViktor Mechtcherine

Hochduktiler Beton mit KurzfaserbewehrungBaustoffliche Grundlagen und bautechnische Anwendungen

1 Einführung

Zementgebundene Werkstoffe zeigen üblicherweise einnahezu sprödes Materialverhalten. Mit dem Erreichender Festigkeit versagt das Material durch Ausbildung vonmakroskopischen Trennrissen. Ursachen der Sprödigkeitsind die kristalline Struktur (Nano- und Mikroebene) unddie Homogenität (Meso- und Makroebene) der festig-keitsbildenden Hydratationsprodukte. Mit zunehmenderHeterogenität des Verbundmaterials (in der Regel durchZugabe der Gesteinskörnung) geht eine Verringerung derSprödigkeit einher. Eine gewisse Rissüberbrückung wirddabei vor allem durch Rissuferverzahnungen und Rissver-zweigungen erreicht.

Mit der Zugabe von Fasern wird die Heterogenität desMaterialverbunds stark erhöht, da Fasern in der Regelmechanische, physikalische und chemische Material -eigenschaften haben, die deutlich von denen der Matrixabweichen. Typische Fasermaterialien für zementgebun-dene Werkstoffe sind Stahl, Carbon, AR-Glas sowie einebreite Palette an synthetischen Polymerfasern (PAN, PE,PP, PVA, etc.). Bei einer richtigen Faserwahl können die-se eine rissüberbrückende Wirkung entfalten und da-durch die Sprödigkeit des zementgebundenen Material-verbunds deutlich verringern oder gar ein quasi-duktilesVerhalten herbeiführen.

Eine deutliche Steigerung der Duktilität des WerkstoffsBeton wirkt sich sehr positiv auf die Tragfähigkeit derKonstruktion bei statischer Beanspruchung aus. Als we-sentliche Mechanismen sind hier Kräfteumlagerung und

Spannungsumverteilung zu nennen. Des Weiteren führtdie Steigerung der Duktilität durch Vorankündigung desVersagens zu mehr Sicherheit. Noch deutlicher sind dieVorteile eines duktileren Betons – aufgrund einer hohenVerformungsfähigkeit und Energieabsorption – im Falleeiner stoßartigen Beanspruchung. Ein weiterer Aspekt istdie Dauerhaftigkeit der Konstruktion. Risse im Beton füh-ren zu einem schnelleren Transport von Flüssigkeiten undGasen, die sowohl die Stahlbewehrung als auch den Be-ton selbst angreifen. Die Duktilität des Betons führt zurBeschränkung der Rissbreiten infolge Zwang- und Eigen-spannungen sowie äußerer Kräfte. Als Folge wird das Ein-dringen von korrosiven Medien reduziert und die Dauer-haftigkeit der Beton- und Stahlbetonbauwerke verbessert.

Konventioneller Faserbeton weist im Vergleich zu unbe-wehrtem Beton in der Regel keine höhere Bruchdehnung,sondern lediglich ein gutmütigeres Entfestigungsverhaltenauf und kann nicht als duktiler Werkstoff bezeichnet wer-den, Bild 1. Wird durch eine immer höhere Faserzugabedennoch versucht, das Nachbruchverhalten des Betonsduktil zu gestalten, werden schnell die Grenzen der Verar-beitbarkeit des Materials erreicht. Eine weitere Einschrän-kung für die Steigerung des Fasergehalts stellen hohe Kos-ten von leistungsfähigen Fasern dar. Die Herausforderungbesteht darin, einen duktilen Beton mit einem möglichstgeringen Gehalt an Kurzfasern herzustellen.

Die ersten Arbeiten zum Thema hochduktiler Beton miteinem relativ geringen Gehalt an kurzen Kunststofffasernwurden von LI [1] veröffentlicht, der diese neue Werk-stoffgruppe als Engineered Cementitious Composites

Hochduktile Betone mit Kurzfaserbewehrung (meist Polyvinil -alkohol- oder hochmodulige Polyethylenmikrofaser) sind neuezementgebundene Hochleistungswerkstoffe, die unter Zug -beanspruchung eine Verfestigung aufweisen und eine im Ver-gleich zu gebräuchlichen Faserbetonen mehr als einhundert-mal höhere Bruchdehnung besitzen. Neben ihrer großen Ver-formungsfähigkeit sowie hohen Biegezug- und Schubfestigkeitweisen hochduktile Betone bis zur Bruchdehnung sehr geringeRissöffnungen auf. Diese besonderen Eigenschaften machendiese neue Betonart für spezielle Anwendungen sowohl beiNeubau als auch bei Verstärkung und Instandsetzung von be-stehenden Bauwerken interessant. Dieser Aufsatz gibt einenÜberblick über die baustofflichen Grundlagen, die Eigenschaf-ten und Anwendungsmöglichkeiten der neuen Faserbetonart.

Strain-hardening cement-based compositesMaterial design, properties and applications in constructionStrain-hardening cement-based composites (SHCC) are new,high-performance materials reinforced in most cases with ei-ther polyvinyl-alcohol or high-density polyethylene fibre. Thesecomposites exhibit strain-hardening behaviour under tensileloading. They have a strain capacity on an order of magnitudeof more than one hundred times that of ordinary fibre-rein-forced concrete. SHCC have relatively high tensile and shearstrengths and up until reaching strain capacity yield only verynarrow, multiple cracks. These specific features make this newtype of concrete attractive for a number of practical applica-tions both in new construction and in the repair and strength-ening of existing structures. The article at hand provides anoverview of SHCCs’ material design as well as of their mechan-ical performance, durability and fields of application.


V. Mechtcherine: Strain-hardening cement-based composites

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(ECC) bezeichnete. Es folgten eigenständige Materialent-wicklungen in einer Reihe von Industrienationen welt-weit. International hat sich in den letzten Jahren der Begriff Strain-Hardening Cement-based Composites(SHCC) etabliert [2]. Da sich diese Bezeichnung nur sehrumständlich ins Deutsche übersetzen lässt, wird hier dereinfachere, im deutschsprachigen Raum inzwischen ge-läufige Name „Hochduktiler Beton“ verwendet [3]. Imvorliegenden Aufsatz wird ein Überblick über die Kon-zeption, charakteristische Eigenschaften und erste An-wendungen dieses neuen Werkstoffs gegeben. Die Grund-lage bilden dabei die vom Autor an der TU Dresdendurchgeführten Arbeiten der letzten Jahre.

2 Werkstoffentwicklung2.1 Baustoffliche Grundlagen

Eine rein empirische Vorgehensweise ist bei der Entwick-lung hochduktiler Betone – aufgrund der großen Anzahlrelevanter Variationsparameter – nicht zielführend. Viel-mehr wird eine durchgehende Modellierung des Werk-stoffs von der Makroebene über die Meso- bis zur Mikro-ebene benötigt [1, 4].

Auf der Makroebene werden Werkstoffe als homogen an-gesehen. Auf dieser Ebene, auf der Ingenieure üblicher-weise arbeiten, kann Beton als duktil bezeichnet werden,wenn sich nach Bildung des ersten Risses keine Entfesti-gung einstellt, sondern eine Zunahme der Verformung beigleichbleibender oder zunehmender Spannung erfolgt,Bild 1. Nimmt die Spannung zu, wird das Materialverhal-ten als „dehnungsverfestigend“ (engl.: Strain Hardening)bezeichnet. Hierzu müssen die Fasern in der Erstriss -ebene die einwirkende Spannung σ1 vollständig überneh-men und eine weitere Steigerung der Beanspruchungermög lichen. Mit steigender Spannung entsteht dann derzweite Riss an der zweitschwächsten Stelle der Matrix,nachfolgend der dritte Riss etc. Diese multiple Rissbil-dung setzt sich fort, bis die rissüberbrückende Wirkungder Fasern in einer der Rissebenen erschöpft ist. Die Zug-festigkeit ft des Betons ist erreicht. Damit tritt eine Loka-

lisierung des Versagens ein: Ein Makroriss öffnet sich undbildet durchgehende Bruchflächen. Bei einem konventio-nellen Faserbeton tritt diese Lokalisierung, begleitet voneiner ausgeprägten Entfestigung, gleich nach der Bildungdes Erstrisses ein (Bild 1).

Die Erstrissspannung σ1 wird maßgeblich durch die Zug-festigkeit der Betonmatrix σmu bestimmt. Fein dispergier-te Fasern, insbesondere Mikrofasern, können jedoch be-reits vor der Bildung des Erstrisses einen Beitrag zurKraftübertragung leisten. Die Zugfestigkeit ft des Betonshängt dagegen maßgeblich von der Wirkung der Fasernab, sie wird durch die Rissebene mit der geringsten riss-überbrückenden Wirkung bestimmt [4].

Um rissüberbrückende Mechanismen wirkungsvoll zu aktivieren, müssen die Fasern einen hinreichend hohenE-Modul und eine hohe Zugfestigkeit aufweisen. DerDurchmesser und die Länge der Fasern müssen den Grö-ßenverhältnissen der Strukturebene angepasst sein, aufder die Rissüberbrückung stattfinden soll. Dabei kann ei-ne aktive Rissüberbrückung nur dann erfolgen, wenn einhinreichend starker Verbund zwischen Matrix und Fa-sern vorhanden ist. Neben dem physikalischen Reibungs-verbund spielt dabei eine chemische Anbindung der Fa-sern an die mineralischen Gefügebestandteile eine wichti-ge Rolle.

Auf der Mesoebene (Betrachtung der einzelnen Rissebe-nen) bildet ein stabiles Wachstum jedes einzelnen Rissesdie Voraussetzung für die Duktilität des Verbundwerk-stoffs. Dazu sind die Wirkung der Fasern und die Zug -festigkeit bzw. Bruchzähigkeit der Matrix aufeinander ab-zustimmen. Eine geringe Festigkeit der Matrix ist für diestabile Rissausbreitung von Vorteil, zu geringe Festigkeits-werte jedoch bewirken eine zu frühe Erstrissbildung.

Für das stabile Risswachstum auf der Mesoebene und da-mit ein duktiles Materialverhalten ist eine Aktivierung ei-ner hohen Anzahl von den Riss kreuzenden Einzelfasernerforderlich. Bei Zugbelastung findet – beginnend von derRissebene in der Matrix – zunächst eine partielle Ab lösungder Fasermantelfläche von der Matrix statt [5, 6]. Der abge-löste Abschnitt der Faser erfährt eine Zugdehnung, derenBetrag von der Länge dieses Abschnitts und der durch denFaserschlupf in der Interphase aktivierten Scherspannun-gen abhängt und die sich in einer zunehmenden Rissöff-nung manifestiert. Eine Steigerung der durch die Fasernübertragbaren Zugkraft ist in diesem Stadium möglich,was letztendlich zur Bildung neuer Risse und zu einer Deh-nungsverfestigung auf Makroebene führt. Mit zunehmen-der Beanspruchung der Faser bewegt sich die Prozesszone,in der die Faserablösung stattfindet, immer weiter zum ein-gebetteten Ende der Faser hin, bis die gesamte Mantelflä-che der Faser abgelöst ist. Die abgelöste Faserlänge kannnun nicht mehr zunehmen und es beginnt der ganzheit -liche Faserauszug, in dessen Verlauf die über die Interpha-se im Verbund zur Matrix stehende Faserlänge kontinuier-lich abnimmt. Verlieren viele der Fasern in einem Riss ihreVerankerung in der Matrix und werden ausgezogen,

Bild 1 Typische Spannungs-Dehnungsbeziehung von konventionellem Faser-beton und hochduktilem Beton sowie Rissbilder von hochduktilem BetonTypical stress-strain diagram of a conventional FRC and SHCC pluscrack pattern for SHCC


V. Mechtcherine: Hochduktiler Beton mit Kurzfaserbewehrung

kommt es in diesem betroffenen Riss zur Lokalisierung desVersagens. Makroskopisch manifestiert sich dies in derÖffnung eines Makrorisses und im Entfestigungsverhalten.

Die Optimierung der Einbindung der Faser in die Matrixwird dadurch erschwert, dass neben Faserablösung und -auszug eine Reihe weiterer Phänomene wie z. B. Verkan-ten von Fasern an den Rissufern oder Ausbruch der Ma-trix zu berücksichtigen sind. Die Kontrolle der Bruch-energie und der Schubfestigkeit des Verbunds erfolgtdurch eine gezielte Wahl der Fasergeometrie (vor allemdes L/d-Verhältnisses) und der Faserart (Beschaffenheitder Faseroberfläche, Fasermaterial) sowie durch die Mi-krostruktur der Matrix.

2.2 Zusammensetzung und Verarbeitung

Die beste Eignung zur Steigerung der Duktilität der nor-malfesten zementgebundenen Matrix wiesen bisher PVA-Fasern mit einer Länge von 8 bis 15 mm und einemDurchmesser von unter 50 μm auf. Die Einstellung derVerbundqualität erfolgt in der Regel durch Beschichtungder Faseroberflächen mit öligen Substanzen. Für hoch-und ultrahochfeste Matrices empfehlen sich hochmoduli-ge Polyethylenmikro fasern (HDPE). Damit sich die Wir-kung der Fasern voll entfalten kann, müssen sie sehrgleichmäßig in der Matrix verteilt sein. Dies ist durch Op-timierung der rheologischen Eigenschaften der Matrix imFrischzustand und durch die geeignete Gestaltung desMischvorgangs zu erreichen. Auch eine deutliche Reduk-tion des Größtkorns wirkt sich positiv auf die Gleichmä-ßigkeit der Faserverteilung über das Matrixvolumen aus.Positive Erfahrungen liegen für Größtkorndurchmesservon ≤ 0,3 mm vor.

Tab. 1 gibt zwei Beispiele für die Zusammensetzung vonhochduktilem Beton mit normaler (37 N/mm²) und sehrhoher (140 N/mm²) Würfeldruckfestigkeit. Bei normal-

festem hochduktilem Beton (hier Kurzbezeichnung NF)besteht der Binder aus einer Kombination aus Portland-zement CEM I 42,5 R und Flugasche (FA). Als Gesteins-körnung fand bei dieser Mischung NF Quarzsand derKörnung 0,06–0,20 mm Verwendung. Des Weiteren wur-den 2,25 Vol.-% PVA-Fasern mit einer Länge von 12 mmund einem Durchmesser von 40 μm zugegeben [7]. ZurEinstellung der rheologischen Eigenschaften wurden derMischung Fließmittel (FM) und Stabilisierer (ST) zuge-setzt. Das Bindemittel in der hochfesten Mischung (HF)besteht aus Portlandzement CEM I 52,5 R-HS und Silika -staub (SF). Neben dem Quarzsand 0,06/0,20 wurden2 Vol.-% HDPE-Fasern mit einer Länge von 12 mm undeinem Durchmesser von 20 μm eingesetzt [8].

Grundsätzlich ist es möglich, hochduktilen Beton mit allen gängigen Mischertypen herzustellen. Vorteilhaft istjedoch die Verwendung von Hochleistungszwangs -mischern mit verstellbarer Mischintensität/-geschwindig-keit. Während der Faserzugabe soll zunächst eine gerin-gere Mischintensität eingestellt werden; anschließend istdie Drehgeschwindigkeit um das ca. Zweifache zu stei-gern, um die Dispersion der Fasern zu fördern.

Zur Gewährleistung einer gleichmäßigen Faserverteilungsind hochduktile Betone grundsätzlich in einer fließfähi-gen Konsistenz herzustellen. Eine Ausnahme bilden Beto-ne, die durch besondere Verfahren verarbeitet werden(Beispiel: die Herstellung von Bauelementen durch Ex-trudieren). Es wurde gezeigt, dass auch die Herstellung ei-nes hochduktilen Betons als selbstverdichtender Betonmöglich ist. Das Betonieren von Bauteilen oder Prüfkör-pern mit duktilem Beton soll möglichst „nahtlos“ erfol-gen. Sind Arbeitsfugen unerlässlich, müssen in diesem Be-reich ggf. besondere Maßnahmen zur Vermeidung vonSchwachstellenbildung ergriffen werden. Die Verwen-dung von hochduktilem Beton zur Instandsetzung undVerstärkung von Bauwerken kann in vielen Fällen einAufbringen dieses Materials durch Spritzen erforderlichmachen, vgl. auch Bild 9 in Abschn. 5.2.

3 Mechanische Eigenschaften, Verformungs- und Bruchverhalten

Das Verhalten von hochduktilem Beton unter Druckbe-anspruchung unterscheidet sich nicht prinzipiell von dem

Bild 2 Herstellung einer Platte aus stahlbewehrtem hochduktilem Beton;oben rechts: Ergebnis einer SetzfließmaßprüfungProducing a slab of reinforced SHCC; in the upper right corner: resultof a slump flow test

Tab. 1 Zusammensetzung hochduktiler Betone (Beispiele)Compositions for strain-hardening cement-based composites (exam-ples)

Beton Zement FA Quarz- Wasser FM ST FaserSF sand

NF 320 750 535 335 16,1 3,2 29,3 (FA) (PVA)

HF 1533 307 153 295 22,5 – 20,0 (SF) (HDPE)



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konventioneller Faserbetone und kann daher im Allge-meinen anhand gängiger Druckprüfungen ermittelt wer-den. Beispielsweise betrugen die Druckfestigkeit des Be-tons NF im Alter von 28 Tagen 37 N/mm², der E-Modulca. 16 000 N/mm² und die Bruchdehnung 0,67 %.

3.1 Verhalten unter einachsiger monotonerZugbeanspruchung

Die wichtigste und entscheidende Eigenschaft hochdukti-ler Betone ist eine Dehnungsverfestigung unter einaxialerZugbeanspruchung, begleitet von einer multiplen Rissbil-dung und hierdurch bedingten großen nichtelastischenVerformungen. Für die Erfassung des charakteristischenVerhaltens duktiler Betone unter Zugbeanspruchung er-wiesen sich die Zugversuche an ungekerbten, tailliertenPrüfkörpern mit unverdrehbaren Lasteinleitungsplattenals am besten geeignet. Bild 3 zeigt typische Spannungs-Dehnungskurven aus solchen Versuchen für die in Tab. 1angegebenen Betonzusammensetzungen. Nach der Er-strissbildung auf dem Niveau der Zugfestigkeit eines her-kömmlichen normalfesten Betons erfolgt eine Verfesti-gung des Werkstoffs. Die leichten Sprünge der Kurvenmarkieren die Bildung von neuen, mehr oder minder pa-rallel zueinander verlaufenden Rissen. Das Foto in Bild 3zeigt ein typisches Rissbild kurz vor dem Erreichen derBruchdehnung.

3.2 Verhalten unter zyklischer Zugbeanspruchung

Das Ermüdungsverhalten von hochduktilem Beton sowiesein Verhalten unter Dauerlast sind noch nicht hinrei-chend untersucht. JUN und MECHTCHERINE [7, 9] führteneine Reihe verformungs- und lastgesteuerter zyklischerVersuche durch. Die unter verformungsgesteuerter zykli-scher Belastung ermittelte Zugfestigkeit war etwas kleinerals der entsprechende Wert aus den Versuchen mit mono-toner Belastung. Bei Anwendung einer relativ geringenAnzahl von Lastzyklen (wenige Dutzend) unterschiedsich die Bruchdehnung bei zyklischer Beanspruchungnicht von der bei monotoner Belastung, Bild 4. Die Ana-lyse von Hystereseschleifen der Spannungs-Dehnungs-kurven der zyklischen Versuche und der kurzzeitigenEnt- und Belastungen während der Dauerstandsversucheergab eine deutliche Abnahme der Steifigkeit des Werk-stoffs mit zunehmender Lastzyklenanzahl bzw. Belas-tungsdauer und demzufolge mit zunehmender Dehnung.

Die mittlere Anzahl der Lastzyklen in den kraftgesteuer-ten Versuchen war zwar etwas größer (ca. 2 000) als beiden verformungsgesteuerten Versuchen, es konnte aberauch hier kein Unterschied zur Bruchdehnung unter mo-notoner Belastung festgestellt werden. Die definiertenOberspannungen in den kraftgesteuerten Zugversuchenlagen deutlich unter der Zugfestigkeit des Materials. Inden laufenden Untersuchungen an der TU Dresden wirddas Verhalten von hochduktilem Beton unter hochzykli-scher Wechselbeanspruchung Zug-Druck untersucht. Die

ersten Ergebnisse zeigten, dass mit zunehmender Last-zahl sowohl die Zugfestigkeit als auch die Bruchdehnungdeutlich abnahmen [10]. Außerdem konnte eine Verringe-rung der Rissanzahl beobachtet werden. Als Ursache da-für wurde die Schädigung der Fasern und der Kontaktzo-ne im Rissbereich identifiziert.

3.3 Verhalten unter stoßartiger Beanspruchung

Die Ausbildung zahlreicher neuer Rissoberflächen sowieder partielle Auszug rissüberbrückender Fasern führen zueiner sehr hohen Energiedissipation bei statischer Zugbe-anspruchung im Vergleich zu anderen mineralischen Bau-stoffen. Wie sich eine zunehmende Belastungsgeschwin-digkeit auf die bei statischer Belastung nachgewiesenenpositiven Eigenschaften (hohe Bruchdehnung, feine Riss-verteilung, hohe Bruchenergie) von SHCC auswirkt, istbislang nur wenig erforscht. Vereinzelte experimentelleArbeiten sind für Verzerrungsraten bis 2 · 10–1 s–1 zu fin-den [11, 12]. Mehrheitlich wurden bei solcher niederdyna-mischer Beanspruchung eine Zunahme der Zugfestigkeitund Abnahme der Bruchdehnung im Vergleich zu quasi-statischer Belastung festgestellt.

Bild 3 Typische Spannungs-Dehnungsbeziehung von normalfestem undhochfestem hochduktilem Beton unter Zugbeanspruchung sowie cha-rakteristisches Rissbild von hochduktilem Beton beim Erreichen derBruchdehnung Typical stress-strain curves for normal-strength and high-strengthSHCC subject to tensile loading as well as characteristic crack patternof SHCC at reaching its strain capacity

Bild 4 Repräsentative Spannungs-Dehnungskurven aus verformungs -gesteuerten zyklischen und monotonen Zugversuchen [7]Representative stress-strain curves obtained from deformation-controlled cyclic and monotonic tensile tests [7]



Die eigenen Arbeiten in diesem Verzerrungsratenbereichbestätigten im Wesentlichen diese Erkenntnis [13, 14],Bild 5. Mit zunehmender Dehnrate (von 10–5 s–1 auf10–2 s–1) stieg die Zugfestigkeit von 4,5 MPa auf 5,5 MPaan. Die Bruchdehnung nahm von 1,5 % auf 0,8 % ab, unddie Bruchenergie reduzierte sich von 8,0 J auf 5,3 J. Beider geringsten Dehnrate von 10–5 s–1 war ein duktiles,dehnungsverfestigendes Verhalten mit ausgeprägter mul-tipler Rissbildung festzustellen. Bei einer Dehnrate von10–2 s–1 waren die Duktilität und die Anzahl der Rissedeutlich geringer.

Zusätzlich wurden die Zugversuche mit der Hochge-schwindigkeits-Prüfmaschine bei Dehnraten von 10 s–1

bis 50 s–1 durchgeführt. Hierbei ergab sich hinsichtlichder Zugfestigkeit weiterhin eine steigende Tendenz [13].Mit Werten bis zu 12 MPa war der Anstieg der Zugfestig-keit sehr deutlich ausgeprägt. Unerwarteterweise wurdebei diesen Dehnraten aber auch eine ausgeprägte Zunah-me der Bruchdehnung auf 1,8 % und der Bruchenergie

auf 20 J beobachtet, Bild 5. Es konnte jedoch keine ver-teilte, multiple Makro-Rissbildung festgestellt werden.

Zur Erklärung dieses unerwarteten Materialverhaltenswurden die Bruchflächen der Proben einer visuellen In-spektion unterzogen und die Oberflächen von ausgezoge-nen Fasern mikroskopisch untersucht. Bei geringen Ver-zerrungsraten ist nur ein partieller Faserauszug festzustel-len, ab einer Auszuglänge von ca. 0,3 mm hat zumeist Fa-serbruch stattgefunden. Die Mantelflächen der Filamentezeigen nur geringfügige plastische Deformationen undsind gegenüber dem unbelasteten Ausgangszustand kaumverändert. Bei hohen Verzerrungsraten ist dagegen einfast vollständiger Auszug aller rissüberbrückenden Fasernfestzustellen, Faserbruch ist nur in sehr untergeordnetemMaße vorhanden. Die Oberflächen der Fasern zeigen hierdeutliche plastische Deformationen, der mittlere Faser-durchmesser ist gegenüber dem Ausgangszustand (40 μm)durch Streckung des Fasermaterials auf ca. 35 μm verrin-gert.

Hinsichtlich der Prüfung des Materialverhaltens beihochdynamischer Beanspruchung liegen erste Ergebnisseaus Spallationsexperimenten vor [15]. In den Versuchenwurden ungekerbte und gekerbte Zylinder aus SHCC mitPVA-Fasern in einem Split-HOPKINSON-Bar mit Ver-zerrungsraten > 140 s–1 belastet und die Ergebnisse Resul-taten aus quasi-statischen, zentrischen Zugversuchen ge-genübergestellt. Beim Übergang von quasi-statischer zuhochdynamischer Belastung wurde eine Steigerung derZugfestigkeit des Komposites um den Faktor 6,7 festge-stellt. Die spezifische Bruchenergie nahm um den Faktor2,4 zu. Im Hinblick auf die Rissbildung und Faserauszug-verhalten zeigten sich ähnliche Tendenzen wie in [13].

3.4 Stoffgesetz für das Verhalten unterZugbeanspruchung

Im Gegensatz zum herkömmlichen Beton müssen beihochduktilem Beton zur effektiven Ausnutzung desWerkstoffs die Spannungsaufnahme und Verformungs -kapazität unter Zugbelastung bei der Bemessung undSchnittgrößenermittlung unmittelbar berücksichtigt wer-den. Für die „gewöhnliche“ Bemessung bzw. für die Ana-lyse des Einflusses der Beanspruchbarkeit des Werkstoffsunter Zug auf das mechanische Verhalten der Konstruk -tion reicht die Materialbeschreibung als elastisch-plas-tisch aus (Bild 6). Die Kennwerte σt,zul und εt,zul sind unter Verwendung von Abminderungsfaktoren aus denMesswerten der Erstrissspannung σ1 bzw. ft und derBruchdehnung εtu abzuleiten.

Für die Schnittgrößenermittlung bzw. eine Analyse desFestigkeits- und Verformungsverhaltens der Konstruktionist, auch unter der Prämisse der Vereinfachung, eine mög-lichst präzise Wiedergabe des charakteristischen Mate -rialverhaltens anzustreben. Dieser Forderung wird hierdurch die Wahl einer bilinearen Spannungs-Dehnungs-kurve, bestehend aus zwei ansteigenden Geradenab-

Bild 5 Entwicklung der Zugfestigkeit, Bruchenergie und Bruchdehnung einesSHCC mit PVA-Fasern bei zunehmender Belastungsgeschwindigkeitsowie schematische Angabe des Rissbildes [13]Development of the tensile strength, work-to-fracture and strain capacity, plus schematic view of crack pattern [13]



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schnitten, Rechnung getragen. Vier Werkstoffparametersind relevant: der E-Modul E0, die Erstrissspannung σ1,die Zugfestigkeit ft und die Bruchdehnung εtu.

4 Dauerhaftigkeit

Das große Thema Dauerhaftigkeit kann hier nur kurz an-geschnitten werden. Der Sachstandbericht des RILEM-Komitees 208-HSC [16] liefert eine deutlich umfassendereund detailliertere Darstellung des Sachstands. Des Weite-ren ist auf die Artikel [17] und [18] hinzuweisen. Insbe-sondere ist hier die positive Wirkung der geringeren Riss-breiten in hochduktilem Beton im Vergleich zu herkömm-lichem Beton hervorzuheben, die zur Reduktion des Eindringens von korrosiven Medien und damit zur Ver-besserung der Dauerhaftigkeit der Beton- und Stahlbeton-bauwerke führt. Hinzu kommt, dass die feinen Risse einausgesprochenes Selbstheilungsvermögen aufweisen.

Die erfolgreiche Anwendung jedes neuen Baustoffs, unddies bezieht sich in vollem Maße auch auf hochduktilenBeton, ist jedoch erst dann gesichert, wenn ein gut be-gründetes Dauerhaftigkeitskonzept vorliegt, welches einehohe Ausnutzung des Materialwiderstands ermöglichtund gleichzeitig die Schadensgefahr gering hält. GeringeErfahrung mit einem neuen Baustoff und eine meist sehreingeschränkte Datenbasis erfordern neue Herangehens-weisen bei der Vorhersage der Dauerhaftigkeit. Der deter-ministische Ansatz wie in der aktuellen Betonnorm isthier nicht zielführend. Da für den neuen Baustoff keineausreichenden Daten zur Aufstellung von rein probabilis-tischen Nachweiskonzepten vorliegen, muss der probabi-listische Ansatz mit erweiterten Unschärfemodellen kom-biniert werden [19]. Ein solches Dauerhaftigkeitskonzeptermöglicht unter anderem auch die Einbindung von Ex-pertenwissen, welches sich nicht in Zahlen fassen lässt.Auf der Grundlage von nur wenigen Daten gelingt dieVorhersage einer Bandbreite möglicher Lebensdauern ei-nes Bauwerks. Dies wurde exemplarisch bereits für chlo-ridbeaufschlagte stahlbewehrte Bauteile aus hochduk -tilem Beton demonstriert [20, 21]. Außerdem ermög -lichen fuzzy-probabilistische Analysen eine gezielte Pla-nung von experimentellen Untersuchungen, die eine

Zuschärfung der Daten für maßgebliche Einflussparame-ter herbeiführen.

5 Anwendungen

Die Anwendungen von hochduktilem Beton sind auf-grund der Neuheit dieses Werkstoffs noch rar. Die im Fol-genden dargestellten Beispiele sollen jedoch einige wich-tige Einsatzgebiete bzw. auch das mögliche Anwendungs-spektrum aufzeigen.

5.1 Ingenieurbau

Die Verwendung hochduktiler Betone führt zu einer deut-lich höheren Tragfähigkeit und Sicherheit von Betonbau-werken, insbesondere bei stoßartiger Belastung. In hochbeanspruchten Bereichen von Stahlbetonkonstruktionenkönnten Bauelemente aus hochduktilem Beton für einhohes Verformungsvermögen bzw. eine hohe Energie -absorption sorgen. Diese Idee wurde vor kurzem in Japanan zwei Stahlbetonhochbauten in Tokio und Yokohamaumgesetzt, Bild 7. Die Kupplungselemente aus mit Stab-stahl bewehrtem hochduktilem Beton werden zwischenschubsteifen Wandelementen angeordnet und wirken imFalle eines Erdbebens als Energieabsorber [22].

An der TU Dresden werden im laufenden Forschungsvor-haben stahlbewehrte Bauteile aus hochduktilem Betonfür fugenlose Konstruktionen im Brückenbau untersucht[23]. Durch den Einsatz des neuen Werkstoffs im Bereichvon Fahrbahnübergängen können seine besonderen Ma-terialeigenschaften für eine effiziente und dauerhafte Bau-weise genutzt werden. Hierzu wurden Zugversuche angroßformatigen Betonscheiben mit unterschiedlichen Be-wehrungskonfigurationen geprüft. Damit konnte sowohlder Einfluss der Fasern auf das Gesamttragverhalten alsauch der Einfluss der Bewehrung auf die Rissbildung inhochduktilem Beton analysiert werden.

5.2 Instandsetzung von Bauwerken

Außerdem ist der Einsatz hochduktiler Betone für die In-standsetzung bzw. Verstärkung von Bauwerken vielver-sprechend. Bild 8 zeigt, dass sich die im Altbeton vorlie-genden Risse nicht – wie im Falle eines konventionellenReparaturmörtels – fast ungehindert in die Reparatur-schicht fortpflanzen, sondern diese groben Risse werdendurch hochduktilen Beton in eine große Anzahl sehr fei-ner, unschädlicher und sich bei hinreichendem Feuchte-angebot komplett selbstheilender Risse aufgeteilt.

Das an der TU Dresden entwickelte Material wurde imSommer 2011 erfolgreich für die Ertüchtigung eines Teilsdes Oberbeckens des Pumpspeicherkraftwerks Hohen-warte II in Thüringen eingesetzt. Es ging in diesem Pro-jekt darum, die Dichtheit der Betonwände dauerhaft wie-derherzustellen, was durch die Reprofilierung der abge-

Bild 6 Stoffgesetz für das Betonverhalten unter einaxialer Zug -beanspruchung Constitutive relations for SHCC under tensile loading



witterten Betonoberfläche und die damit einhergehendeSchließung der Risse und undichten Fugen erzielt wurde.Der hochduktile Beton wurde – je nach Untergrundun-ebenheit – in einer Dicke von eins bis fünf Zentimeterdurch Nassspritzverfahren aufgebracht, Bild 9. Das Ver-halten des neuen Reparatursystems wird in den nächstenJahren intensiv beobachtet.

In Gifu (Japan) wurde eine durch AKR geschädigte Betonstützwand (18 m lang und 5 m hoch) mit einer50–70 mm starken Schicht aus hochduktilem Beton in-

standgesetzt. Seit dem Ende der Reparaturmaßnahmenim April 2003 wird die Stützmauer kontinuierlich beob-achtet. Nach 24 Monaten wurden in der Reparatur-schicht Rissbreiten von 100 μm gemessen, während dieRisse in einer mit einem konventionellen Reparaturmör-tel instandgesetzten Referenzfläche 0,2 mm bzw. 0,3 mmbreit waren [22]. Weitere gute Erfahrungen wurden in Ja-pan bei der Sanierung von Aquädukten gesammelt [22].In den USA wurden zwei Brückendecken mit hochduk -tilem Beton erfolgreich instand gesetzt.

In einigen Fällen könnte die Verstärkung von Stahlbeton-bauteilen durch hochduktilen Beton eine adäquate Lö-sung darstellen. Die statische Biegetragfähigkeit der ver-stärkten Balken oder Platten kann dann durch die Be-rücksichtigung der gerissenen Verstärkungsschicht gemäßBild 10 abgeschätzt werden. In jedem Fall erscheint derEinsatz von hochduktilem Beton zur Verstärkung vonBauteilen sinnvoll, die im Hinblick auf energiereiche,stoßartige Beanspruchungen wie z. B. Erdbeben, Anpralloder Beschuss zu ertüchtigen sind.

Derzeit wird am Institut für Baustoffe der TU Dresden einhochduktiler Spritzbeton als Verstärkungsmaterial fürMauerwerk entwickelt und erprobt. Die ersten Ergebnis-se aus Schubversuchen an Mauerwerkelementen zeigeneine sehr deutliche Zunahme der Schubfestigkeit, desVerformungsvermögens und der Bruchenergie als Folgeder Verstärkung mit einer 10 mm dicken Schicht aushochduktilem Beton [24].

Bild 7 Hochhaus in Tokio mit Kupplungselementen (Pfeile) aus hochduktilemBeton Tall building in Tokyo with damping joints (arrows) made of SHCC

Bild 8 Rissentwicklung in einer Reparaturschicht aus herkömmlichem Mörtel(links) und aus hochduktilem Beton (rechts)Crack formation in a repair layer made of conventional mortar (left)and highly ductile concrete (right)

Bild 9 Sanierung der Betonwand eines Wasserspeicherkraftwerks mit hochduktilem SpritzbetonRepair of a concrete wall of a pumped storage power plant using highly ductile shotcrete

Bild 10 Innere Kräfte und Dehnungen im Querschnitt eines Stahlbetonbalkens oder einer Stahlbetonplatte verstärkt durch eine Schicht aus hochduktilem BetonInternal forces and strains in the cross-section of a RC beam or slab strengthened by a layer of steel-reinforced SHCC



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5.3 Betonfertigteile

Ein weiteres mögliches Anwendungsgebiet ist die Herstel-lung von dünnwandigen Bauteilen (Fassadenelemente,Rohre, integrierte Schalungen etc.), bei denen eine kon-ventionelle Bewehrung wenig wirksam und gegen Korro-sion nicht hinreichend geschützt ist.

6 Zusammenfassung

Die Duktilität des Betons hat einen ausgeprägten positi-ven Einfluss auf die Trag- und Gebrauchsfähigkeit vonBetonkonstruktionen sowohl bei statischer als auch beidynamischer Beanspruchung. Auf der Basis mehrskaligerModellierungsansätze können hochduktile Betone gezieltentwickelt und optimiert werden. Diese weisen bei einemKunststofffasergehalt von ca. 2 Vol.-% unter Zugbean-spruchung ein ausgeprägtes Verfestigungsverhalten undeine Bruchdehnung von ca. 2 bis 7 % auf.

Das Verhalten von hochduktilem Beton unter Druckbean-spruchung unterscheidet sich nicht prinzipiell von demkonventioneller Faserbetone und kann daher im Allgemei-nen anhand gängiger Druckprüfungen ermittelt werden.Für die Erfassung des charakteristischen Verhaltens hoch-duktiler Betone unter Zugbeanspruchung erwiesen sich dieZugversuche an ungekerbten, taillierten Prüfkörpern mitunverdrehbaren Lasteinleitungsplatten als am besten geeig-net. Für die Bemessung und Schnittgrößen ermittlung kanndas Materialverhalten unter monotoner Belastung mit bi-linearen stoffgesetzlichen Beziehungen beschrieben werden.

Erste Ergebnisse zum hochzyklischen Ermüdungsverhal-ten von hochduktilem Beton zeigten, dass, insbesondereim Regime der Wechselbeanspruchung, seine Zugfestig-keit und Bruchdehnung im Vergleich zu der statischen,monotonen Belastung reduziert werden. Mit steigenderVerzerrungsrate nimmt die Bruchenergie und die Bruch-dehnung von hochduktilem Beton bei Dehnungsraten< 1 s–1 ab, während die Zugfestigkeit zunimmt. Das Ver -sagen wird spröder. Bei höheren, hochdynamischen Be-lastungen nehmen die Bruchenergie und die Bruchdeh-nung wieder deutlich zu. Eine besonders starke Zunahmeist aber für die Zugfestigkeit zu verzeichnen.

Die Dauerhaftigkeit hochduktiler Betone bzw. der Schutzder Stahlbewehrung durch hochduktilen Beton werdenmaßgeblich durch die spezifische multiple Rissbildungmit kleinen Rissbreiten beeinflusst. Hochduktiler Betonweist einen deutlich höheren Widerstand gegenüber demEindringen korrosiver Medien auf als gerissener her-kömmlicher Beton. Die adäquaten Konzepte zur Dauer-haftigkeitsbemessung von Bauteilen aus hochduktilemBeton sind noch zu entwickeln.

Die genannten Anwendungsbeispiele demonstrieren dasgroße Potenzial hochduktilen Betons. Aufgrund des vor-teilhaften, leicht beschreibbaren Spannungs-Dehnungs-verhaltens könnte die Verwendung dieser Betonart so-wohl den Neubau als auch die Instandsetzung von Beton-bauwerken in speziellen Anwendungsgebieten revolutio-nieren.



Honolulu, 2005, RILEM Publications S.A.R.L., PRO 49(2006) 17–26.

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[20] ALTMANN, F.; SICKERT, J.-U.; MECHTCHERINE, V.; KALISKE,M.: A fuzzy-probabilistic durability concept for strain-hard-

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[21] ALTMANN, F.; SICKERT, J.-U.; MECHTCHERINE, V.; KALISKE,M.: A fuzzy-probabilistic durability concept for strain-hard-ening cement-based composites (SHCC) exposed to chlo-rides: Part 2 – Application example. Cement and ConcreteComposites 34 (2012) 763–770.

[22] ROKUGO, H.: Applications of Strain Hardening Cementitio-us Composites with multiple cracks in Japan. In: Hochduk-tile Betone mit Kurzfaserbewehrung – Entwicklung, Prü-fung, Anwendung, V. Mechtcherine (Hrsg.), Stuttgart: ibi-dem Verlag (2005) 121–133.

[23] MÜNDECKE, E.; MECHTCHERINE, V.: Mechanical behaviourof slabs made of strain-hardening cement-based compositeand steel reinforcement subject to uniaxial tensile loading.In: FRC 2014 Joint ACI-fib International Workshop, FibreReinforced Concrete: From Design to Structural Applica-tions, J. P. CHARRON et al. (eds.) (2014), pp. 322–331.

[24] MECHTCHERINE, V.: Novel cement-based composites for thestrengthening and repair of concrete structures. Construc-tion and Building Materials 41 (2013) 365–373.

Autor

Prof. Dr.-Ing. Viktor MechtcherineTU DresdenInstitut für Baustoffe01062 [email protected]


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Wolf Jeromin

Mindestnutzhöhen von Stahlbetonplatten für l/250 und l/500Herrn Univ.-Prof. Dr.-Ing. habil. Dr.-Ing. E.h. KONRAD ZILCH (i. R.) zum 70. Geburtstag gewidmet

1 Einleitung

Als Biegeschlankheit wird das Verhältnis von Stützweitezu statischer Höhe bezeichnet. Bei Einspannungen wer-den Ersatzstützweiten definiert. Sowohl DIN 1045-1 [1],Eurocode 2 [2], DIN 1045 [3] und DIN 1992-1-1 [4] gebenGrenzwerte für zulässige Biegeschlankheiten z. T. ohnedirekte Berechnung an. Entsprechend Bild 1 werdenzweiachsig gespannte Platten trotz günstigeren Tragver-haltens wie einachsig gespannte behandelt, bei Einspan-nungen gilt der Volleinspannzustand. Auch unter Ansatzvon Durchlaufsystemen sind zutreffende Nutzhöhen fürl/250 und l/500 mit dieser Methode nicht erreichbar [5].

Diese bisherige Betrachtungsweise beruht auf Untersu-chungen über Schäden an Stahlbetonplatten in den 60er-Jahren des vorigen Jahrhunderts von MAYER/RÜSCH [6].Eine Unterscheidung in starre und elastische Linienlage-rung fehlt; für Punktstützung existiert ein Hinweis. Neue-re Untersuchungen von ZILCH/DONAUBAUER [7] undKRÜGER/MERTZSCH [8] bleiben bei starrer Unterstüt-zung.

Ziel des Beitrags ist deshalb, allgemein gültige Nutzhöhenfür l/250 und l/500 für ein- und zweiachsige Tragwirkungbei starrer und elastischer Linienlagerung sowie Punkt-stützung vorzustellen. Wirklichkeitsnahes Verformungs-verhalten erfordert eine Berechnung im Z II unter Einbe-zug von Schwinden und Kriechen (S+K). Berechnet wer-

den Plattendicken verschiedener Stützweiten mit Ein-heitsbelastung, linear elastische Schnittkraftermittlung imGrenzzustand der Tragfähigkeit (GZT) und anschließen-de Durchbiegungsermittlung im Grenzzustand der Ge-

DOI: 10.1002/best.201400041

Die statische Nutzhöhe und damit die Querschnittshöhe wirdbei Stahlbetonplatten durch Begrenzung der Bauteildurchbie-gung bestimmt. Diese Begrenzung ist zur Vermeidung vonSchäden infolge zu großen Deckendurchhangs oder in nichttragenden Wänden erforderlich. Sie erfolgt durch geometri-sche Kriterien (zulässige Biegeschlankheiten) ohne direkte Be-rechnung. Sie sind in DIN 1045-1 [1] und Eurocode 2 [2] unter-schiedlich groß angegeben und erfüllen die dort ebenfalls alsGrenzwerte angegebenen Durchbiegungswerte von l/250 undl/500 nicht. Überdies werden zweiachsig gespannte Plattentrotz deutlich geringerer Beanspruchung hinsichtlich der Bie-geschlankheit wie einachsig gespannte behandelt. Um dieseDifferenzen aufzuheben, werden für die Durchbiegungswertevon l/250 und l/500 ein Lösungsweg, Gleichungen für die Nutz-höhe und Diagramme vorgestellt, die für ein- und zweiachsigeTragwirkung für starre und elastische Linienlagerung sowiePunktstützung gelten.

Minimum useful heights of reinforced concrete for l/250 and l/500The static useful height and hence the cross-sectional heightof reinforced concrete slabs is determined by limiting the com-ponent sag. This restriction is necessary in order to preventdamage due to excessive sagging of the floor or in non-con-structional walls. It is based on geometrical criteria (permittedflexural slenderness values) without direct calculation. The val-ues stated in DIN 1045-1 [1] and Eurocode 2 [2] are of differentmagnitudes and do not comply with the limit values of l/250 andl/500 which are likewise stipulated there for the sag. Moreover,despite their distinctly lower stress and strain, slabs with biaxi-al stress are treated in the same way as slabs with uniaxialstress where flexural slenderness is concerned. To eliminatethese differences, a suitable solution is presented for a sag ofl/250 and l/500, with equations for useful heights and diagramswhich are valid for both rigid and elastic linear support as wellas point support in uniaxial and biaxial structural conditions.

BERICHT

Bild 1 Grenzwerte der zulässigen Biegeschlankheit l/d Eurocode 2 [2] sowieDIN 1045 [3] und DIN 1045-1 [1]Limits of allowable bending slenderness l/d acc. Eurocode 2 [2] as wellas DIN 1045 [3] and DIN 1045-1 [1]


W. Jeromin: Mindestnutzhöhen von Stahlbetonplatten für l/250 und l/500

brauchsfähigkeit (GZG) unter quasi ständiger Belastungund S+K mit dem Programm MicroFe [9], dessen Grund-lagen von BARTH und LUTZKANOV in [10 bis 12] erläutertsind.

2 Berechnung der Durchbiegung2.1 Grundlagen

Im GZG werden wahrscheinlich auftretende Durchbie-gungen von Betonqualität, Elastizitätsmodul, Zugfestig-keit, Stahlsorte und Größe von Schwinden ebenso wievon geometrischen Bedingungen und der Belastung be-einflusst. Wie in [5] und [13] aufgezeigt, können die maß-gebenden Einflussgrößen im Rahmen des Beanspru-chungsniveaus im GZG für das Materialmodell von Be-ton und Stahl, ein- und zweiachsiges Kurz- und Langzeit-verhalten, Kriechen und Schwinden, Zugfestigkeit undE-Modul vereinfacht werden.

Die angeführten Parameter streuen zum Teil auch inner-halb eines Bauteils erheblich. Die auftretenden Verfor-mungen können deshalb nicht exakt, sondern im Rah-men getroffener Annahmen für Zustand II nur nähe-rungsweise ermittelt werden. Der Umfang der untersuch-ten Systeme geht aus Bild 5 hervor.

2.2 Rechnerische Ermittlung der Verformungen

Ausgangswerte:Stahlbeton C20/25, Betonstahl Bst 500, Betondeckung 3,0 cmEcm = 24 900 MN/m2, Es = 200 000 MN/m2,Kriechbeiwert ϕ0 = 2,5 bei beids. Austrocknungsf.,Betonalter bei Austrocknungsbeg. to = 0 TageBetonalter bei Belastungsbeginn t = 28 TageBetonalter bei Endzeitpunkt t� = 25 500 TageSchwindbeiwerte εcs0 = –0,5, βsc = 4, RH = 50 %

Die Berechnung beruht auf der Interpolation der Ver-krümmung in maßgebenden Querschnitten unter Berück-sichtigung der Rissbildung, die Verformung wird über ab-schnittsweise Integration über die Systemabmessungenermittelt. Dabei ist mit Verkrümmung das Verhältnis vonMoment und Biegesteifigkeit E × I(x) definiert.

Die Steifigkeit im Querschnitt ändert sich deutlich, wennein Riss vorhanden ist. Verstärkt wird die Wirkung überdie Veränderung des E-Moduls durch Kriechen. Zusätzli-che Krümmung entsteht durch das Schwinden. Zwischenzwei Rissen wirkt der Beton auf Zug mit (Bild 2): Direktim Riss ist die Biegesteifigkeit M/κII zutreffend, für diemittlere Biegesteifigkeit gilt mit Bild 2:

κm = ζ · κII + (1 – ζ) κI (1)

Mithilfe des Verteilungsbeiwerts ζ stellt sich eine ähnlicheMomentenkrümmungsverteilung ein, wie sie ein iterativnicht lineares Rechenverfahren hervorbringen würde

(Bild 4). Näherungsweise wird mit ζ = 0,5 gerechnet. DieDurchbiegung l/250 ergibt sich für quasi ständige Einwir-kung im Z II für ständige Lasten bei t = 0 und für alle Las-ten bei t = �. Die Durchbiegung l/500 ist bei gleicher Be-lastung der Differenzwert zwischen Anfangsverformungt = 0 und t = � für q ab Belastungszeitpunkt (28 Tage). Diezu den Durchbiegungen gehörenden Nutzhöhen werdenfür Stützweiten von 3,0 m bis 8,0 m ermittelt und in Dia-gramme übertragen.

Bild 2 Berechnungsmodell für die Überlagerung der Zustände I und II [14]Calculation model for the over-superposition of states I and II acc. [14]

M

w

ww

w

II

I

I

IIm

κ

κκκ

Bild 3 Biegemoment, Verkrümmung und Durchbiegung eines Stahlbetonbau-teils [5]Bending moment, curvature and deflection of a reinforced concretecomponent acc. [5]

Iκ IκIIκ

κ

κ

ζ IIκ( )_m

Zustand II

Zustand IM

Bild 4 Interpolation der mittl. Verkrümmung [13]Interpolation of the mean curvature acc. [13]


W. Jeromin: Minimum useful heights of reinforced concrete for l/250 and l/500

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2.3 Belastung für die Berechnung

Die maßgebenden Plattenraster in der ungünstigstenStütz weitenkombination werden mit einer normiertenBelastung berechnet, die sich auf Wohnhaus-, Büro- undParkhausdecken bezieht (Tab. 1). Bild 5 zeigt die unter-suchten Plattensysteme.

3 Nutzhöhen und Schlankheiten für Platten mit starrer Linienlagerung

Der Nutzhöhenverlauf wird durch sehr flache, quadrati-sche Parabelabschnitte beschrieben:

d = a l2 + b l + c d [cm]; l = leff [m] (2)

Die Koeffizienten a, b, c ergeben sich aus der Größe derNutzhöhen. Im Einzelfall gehen die Parabeln in Geradenüber.

Tab. 1 Belastung für die Berechnung [kN/m2]Load for calculation [kN/m2]

Lastart [kN/m²] Büro (B2)1 Wohnen (A2)1 Parken (F2)1

ψ2A,B = 0,32 ψ2A,B = 0,32 ψ2,F = 0,62

Eigengewicht g1 h · 25 h · 25 h · 25

Ausbaulast g2 1,00 1,50 1,00

Verkehrslast q 5,00* 1,50 2,5

Trennwandzuschl. p2 enthalten 1,20 –

Kombination g1 + 1,00 g1 + 1,50 g1 + 1,00 + 1,50 + 0,81 + 1,50

Rechenlast g1 + 2,50 g1 + 2,30 g1 + 2,50

* Verkehr Tab 1. B2 [12] 3,0 [kN/m2]Trennwandzuschlag 1,2 [kN/m2]für Doppelböden 0,8 [kN/m2]

5,0 [kN/m2]1 Verkehrslasten nach DIN 1055-3: 2006-03 [15] Tab. 1 2 Beiwerte ψ2 nach DIN 1055-100: 2001-03 [16] Tab.A.2

LINIENLAGERUNG

ν = 0 ; ν = 0,2

Einachsig gespannt Zweiachsig gespannt

starr elastisch starr elastisch

- beidseitig gelenkig

- einseitig eingespannt

- zweiseitig eingespannt

Platte 1ly / l x = 1,0 – 0,5

ly / lx = 0,7 – 0,5ly / lx = 1,0 Platte 1 – 6

volle Einspannung Sund

am Durchl.syst. S, E

volle Einspannung Sund

am Durchl.syst. S, E

PUNKTLAGERUNG ν = 0

Platte 1ly / lx = 1,0; 0,5

ly / lx = 1,0Platte 2 – 6

ly / lx = 0,5

am Durchlaufsystem

Bild 5 Untersuchte SystemeChecked systems



Die aus Bild 1 ermittelten Nutzhöhen sind in den Bildern6 bis 9 mit den entsprechend Gl. (2) errechneten zum Ver-gleich abgedruckt.

Dargestellt werden Nutzhöhenverläufe für l/250, für l/500sind sie qualitativ gleich. In Bild 6 wird derf für die Einfeld-platte als ungünstigstem Fall gezeigt. Vergleiche mit Ergeb-nissen aus [7] sind möglich. In Bild 7 wird der Einfluss derBetongüte bei Einfeldplatten gezeigt; ab 5,00 m Stützweiteliegen die Unterschiede im Zentimeterbereich. Die aus denGleichungen entwickelten Diagramme zeigen, dass beil/250 (und auch für l/500) Durchbiegungen für einachsiggespannte Platten über den Werten von Bild 1 für DIN1045, aber deutlich unter denen von EC2 liegen.

Bezugslinie für die Durchbiegungen ist der orthogonaleAbstand der Auflager. In den Bildern 8 und 9 sind fürzweiachsig gespannte Platten deutliche Verringerungender Nutzhöhen gegenüber den bisher geforderten, beson-ders bei ly/lx < 1,0, erkennbar.

4 Nutzhöhen und Schlankheiten für Platten mit elastischer Linienlagerung

Elastische Stützung bedeutet, dass Durchbiegungen auchin der Unterstützungsebene entstehen. Damit entstehengrößere Nutzhöhen infolge größerer Durchbiegungender Platte gegenüber starrer Lagerung. Bezugslinie fürdie Durchbiegung ist die Diagonale. Grundsätzlich kannzur Durchbiegung von 100 % für die Plattendicke h einesolche für die Balkenhöhe h0 gefunden werden. Dieserideale Fall ergibt für jeden Plattentyp, jede Lagerungs-art, Plattenhöhe und Stützweite unterschiedliche Balken-höhen. Einheitliche Balkenhöhen im System sind übli-che Praxis und ermöglichen eine Vergleichbarkeit derPlattendicken verschiedener Lagerung. Aus Vergleichs-rechnungen ergibt sich, dass eine Balkenhöhe h0 vonleff/12 für l/250, leff/10 für l/500 wirklichkeitsnaheDurchbiegungen für elastische Unterstützung ergibt. Die Diagramme gleichen denen bei starrer Unter -stützung, die Absolutwerte werden größer. Beispiel-

0,0

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15,0

20,0

25,0

30,0

35,0

40,0

45,0

50,0

3,0 4,0 5,0 6,0 7,0 8,0

d erf[cm]

leff [m]

l/500 [7]l/250 [7]l/500l/250leff/20 EC2li²/150 DIN 1045-1li/35 DIN 1045-1l/250 [8]

Platte einachsig gespannt, gelenkig gelagert

Bild 6 Tafel 2: derf bei ungestaffelter BewehrungChart 2: Slab with unaxial stress, with articulated support, dreq withnon-offset reinforcement

0,0

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3,0 4,0 5,0 6,0 7,0 8,0

d erf[cm]

leff [m]

l/250 C20/25l/250 C25/30l/250 C30/37leff/20 EC2li²/150 DIN 1045-1li/35 DIN 1045-1

Platte einachsig gespannt, gelenkig gelagert

C20/25

C25/30C30/37

Bild 7 Tafel 3: derf im Vergleich für C20/25, C25/30, C30/37 (I/250)Chart 3: Comparison of dreq for C20/25, C25/30, C30/37 (l/250)

0,0

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3,0 4,0 5,0 6,0 7,0 8,0

d erf[cm]

leff [m]

l/500 [7]l/250 [7]l/500l/250leff/20 EC2li²/150 DIN 1045-1li/35 DIN 1045-1l/250 [8]

Bild 8 Tafel 4: derf Platte 1Iy/Ix = 1,0Chart 4: dreq for slab with biaxial stress, with articulated support

0,0

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30,0

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45,0

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3,0 4,0 5,0 6,0 7,0 8,0d erf

[cm

]

leff [m]

l/250 1,0l/250 0,9l/250 0,8l/250 0,7l/250 0,6l/250 0,5leff/20 EC2li²/150 DIN 1045-1li/35 DIN 1045-1

1,0

0,9

0,80,70,6

0,5

Bild 9 Tafel 5: derf Platte 1 Iy/Ix = 1,0 bis 0,5 für I/250Chart 5: dreq for slab with biaxial stress, with articulated support


W. Jeromin: Minimum useful heights of reinforced concrete for l/250 and l/500

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haft sind Verläufe in den Bildern 10 und 11 eingearbei-tet.

5 Nutzhöhen und Schlankheiten für Platten mit punktförmiger Stützung

Im Gegensatz zu den Lagerungsbedingungen vonAbschn. 3 und 4 entfällt die Unterscheidung in ein- undzweiachsiges Tragverhalten. Berücksichtigt wird die Last-abtragung in Gurt- und Feldstreifen. An einer glatten De-ckenuntersicht wird aus Gründen der Vergleichbarkeitder Nutzhöhen von Abschn. 3 und 4 festgehalten.

Die notwendige Durchstanzbewehrung kann grundsätz-lich durch Biegebewehrung allein in oberer Lage bis zurZulässigkeitsgrenze entspr. [1], Gl. (107) abgeleitet wer-den; die zulässige Querkraft wird:

vRd,max = 1,5 vRd,ct > vEd (3)

Dies erscheint im Hinblick auf die Größe der Bewehrungim Verhältnis zur Nutzhöhe nicht sinnvoll. Es wird des-halb bei abgestufter Oberbewehrung gerechnet in Abhän-gigkeit von der Nutzhöhe mit ∅10/12, ∅12/10, ∅ 14/10,∅16/10, ∅20/10, ∅25/10 und ∅ 28/10 kreuzweise ange-ordnet. Die gegebenenfalls erforderliche Ergänzung wirdmit Dübelleisten vollzogen, wobei nicht mehr als zweiReihen über den Rand- und nicht mehr als drei Reihenüber den Innenstützen notwendig werden sollen. Damitwird eine vergleichbare Nutzhöhe im Hinblick aufAbschn. 3 und 4 erreicht. Es wird mit Dübelleisten Sys-tem HDB gerechnet. Damit wird:

vRd,max = 1,9 vRd,ct > vEd (4)

Das Ergebnis für Einfeldplatten ist in Bild 11 vorgestellt.In Bild 10 ist der Unterschied bei einachsig gespannten

Einfeldplatten zwischen starrer und elastischer Lage-rung, in Bild 11 für zweiachsig gespannte Einfeldplatten(Platte 1) für alle betrachteten Lagerungsarten darge-stellt.

6 Schlussfolgerungen

Die vorgestellte Untersuchung zeigt, dass

– Schlankheitswerte für zweiachsig gespannte Plattendeutlich unterschätzt werden (Bild 6 gegenüber Bil-dern 8 und 9),

– Nutzhöhen und Schlankheiten für starre Linienlage-rung für l/250 bzw. für l/500 über denen von [1] lie-gen, aber unter denen von [2] und [4] bis ca. leff =7,00 m bleiben,

– Nutzhöhen und Schlankheiten für elastische Linien -lagerung bei der gewählten Balkenhöhe von leff/12 fürl/250 bzw. von leff/10 für l/500 in den Stützweiten des„üblichen Hochbaus“ bis ca. leff = 4,50 m als starr gela-gert gelten können; bei größeren Stützweiten erhöhensich die Plattendicken gegenüber starrer Linienlage-rung (Bilder 10 und 11),

– die Nutzhöhen und Schlankheiten bei Punktstützungteilweise unter den Werten von [2] liegen,

– Nutzhöhen für von C20/25 abweichenden Betongü-ten im Prozentbereich geringer werden und durch Re-kursionsformeln darstellbar sind.

In [5] sind insgesamt 67 Diagramme entwickelt worden,die für ein- und zweiachsig gespannte Einfeld- und Durch-laufplatten mit starrer und elastischer Linienlagerung so-wie mit Punktstützung für l/250 und l/500 bei Entwurfund Prüfung ohne direkten Nachweis für ca. 80 % bis90 % des üblichen Hochbaus zutreffende Nutzhöhen lie-fern. Eine Erweiterung der Berechnungen für Kragplattenund Balken ist geplant.

0,0

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3,0 4,0 5,0 6,0 7,0 8,0d erf[cm]

leff [m]

l/250 (starr)l/250 (elastisch)leff/20 EC2li²/150 DIN 1045-1li/35 DIN 1045-1

starr

elastisch

Bild 10 Tafel 6: derf einachsig gespannt, gelenkig gelagert b/I = 1,0 für I/250Chart 6: Comparison of rigid and elastic support

0,0

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3,0 4,0 5,0 6,0 7,0 8,0

d erf

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]

leff [m]

l/250 (starr)l/250 (elastisch)l/250 (punktförmig)leff/20 EC2li²/150 DIN 1045-1li/35 DIN 1045-1

punktförmig

elastisch

starr

Bild 11 Tafel 7: derf Platte 1 Iy/Ix = 1,0 für I/250Chart 7: Comparison of rigid and elastic support, as well as point support

Literatur

[1] DIN 1045-1:2008-8: Tragwerke aus Beton, Stahlbeton undSpannbeton, Teil 1: Bemessung und Konstruktion.

[2] DIN EN 1992-1-1:2005-10 (D) Eurocode 2: Bemessung undKonstruktion von Stahlbeton- und Spannbetonbauwerken– Teil 1-1 Allgemeine Bemessungsregeln und Regeln für denHochbau. Deutsche Fassung EN 1992-1-1:2004.

[3] DIN 1045:1988-7: Beton- und Stahlbetonbau, Bemessungund Ausführung.

[4] DIN EN 1992-1-1:2011-01: Bemessung und Konstruktionvon Stahlbeton- und Spannbetonbauwerken – Teil 1-1 All-gemeine Bemessungsregeln und Regeln für den Hochbau,mit nationalem Anhang.

[5] JEROMIN, W.: Verformungsanalyse von ein- und zweiachsiggespannten Mehrfeldplatten bei verschiedenen Lagerungs-bedingungen. Dissertation, TU München, 2014.

[6] MAYER, H.; RÜSCH, H.: Bauschäden als Folge der Durch-biegung von Stahlbeton-Bauteilen. Dt. Ausschuss für Stahl-beton, Heft 193.

[7] ZILCH, K.; DONAUBAUER, U.: Rechnerische Untersuchun-gen der Durchbiegung von Stahlbetonplatten unter Ansatzwirklichkeitsnaher Steifigkeiten und Lagerungsbedingun-gen unter Berücksichtigung zeitabhängiger Verformungen,Heft 533, Dt. Ausschuss für Stahlbeton, 2006.

[8] KRÜGER, W.; MERTZSCH, O.: Zum Trag- und Verformungs-verhalten bewehrter Betonquerschnitte im Grenzzustandder Gebrauchstauglichkeit, Heft 533, Dt. Ausschuss fürStahlbeton, 2006.

[9] mb-Programme, Software im Bauwesen: mb-software-Hand-buch, Finite Elemente, Programmsystem microFe, Hameln1995.

[10] BARTH, CH.; LUTZKANOV, D.: Neue Finite Elemente für di-cke und dünne Platten, Bauinformatik 6/94.

[11] BARTH, CH.; LUTZKANOV, D.: Moderne Finite Elemente fürScheiben und Schalen mit Drehfreiheitsgraden. Bauinfor-matik 6/95.

[12] BARTH, CH.: Neue Platten und Scheibenelemente. mb-news1/98.

[13] Deutscher Ausschuss für Stahlbeton: Heft 525, Erläuterun-gen zu DIN 1045-1, 2. überarbeitete Auflage 2010, Berlin,Beuth-Verlag.

[14] KRETZ, J.: Grundlagen zu Verformungsberechnungen fürüberwiegend auf Biegung beanspruchte Stahlbetonquer-schnitte unter Berücksichtigung des Reißens des Betons.mb-news 4/2009, mb-AEC Software GmbH.

[15] DIN 1055-100: 2001-03: Einwirkungen auf Tragwerke Teil100: Grundlagen der Tragwerksplanung, Sicherheitskonzeptund Bemessungsregeln.

[16] DIN 1055-3: 2006-03: Einwirkungen auf Tragwerke – Teil 3:Eigen- und Nutzlasten für Hochbauten.

Autor

Dr.-Ing. Wolf JerominPrüfingenieur für Baustatik a. D.Friedrich-Schmidt-Straße 56 B50933 Kö[email protected]




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Ulrich Finsterwalder Ingenieurbaupreis 2015Impressionen von der Jurysitzung am 21.11.2014

DOI: 10.1002 / best.201400499

Bis zum Einsendeschluss zur 14. Auslobung des Inge-nieurbaupreises von Ernst & Sohn war die Anspannunggroß. Ein Grund dafür war die Umbenennung in den „Ulrich Finsterwalder Ingenieurbaupreis“ und damit dieWidmung des Preises an einen der bedeutendsten Bauin-genieure des 21. Jahrhunderts, auf deren Resonanz wir alsVerlag sehr gespannt waren. Der zweite Grund lag in derTatsache, dass bis zum Tag des Einsendeschlusses, dem19. September 2014, nur ein einziges Projekt vorlag.Doch an diesem Tag und mit dem Beginn der darauffol-genden Woche wurden alle Bedenken zerstreut, denn derVerlag darf sich über eine Rekordbeteiligung von insge-samt 46 eingereichten Projekten aus neun Ländern undallen Bereichen des Ingenieurbaus freuen. 45 Einreichun-gen erfüllten die Teilnahmebedingungen.

Die Mehrzahl der eingereichten Projekte stammt ausDeutschland, Österreich und der Schweiz; hinzu kom-men interessante Bauwerke, die in Belgien, Brasilien,China, Frankreich, Saudi Arabien und den USA realisiertwurden. Seit zwei Jahren dürfen auch weltweit realisierteProjekte, bei denen die Ingenieurleistungen in Deutsch-land, Österreich oder der Schweiz erbracht wurden, ein-gereicht werden. Diese Änderung der Einreichungsbedin-

BERICHT

gungen trägt auf beeindruckende Weise zur Darstellungder großen Vielfalt heutiger Ingenieuraufgaben bei. Unterden Einreichungen befinden sich unter anderem 18 Brü-cken, drei Stadien, zahlreiche Hochbauprojekte und eini-ge interessante Sonderbauwerke.

Der zwölfköpfigen Jury, welche vom Verlag Ernst & Sohnvor jeder Auslobung des Preises neu aus namhaften Ver-tretern aus Wissenschaft und Praxis, Behörden und Ver-bänden zusammengestellt wird, stand eine Mammutauf-gabe bevor. Denn trotz einer Vorbesichtigung am Vortagder Jurysitzung, galt es, innerhalb nur eines Tages aus derVielfalt des Wirkens von Bauingenieuren einen Preisträ-ger zu küren.

Die Jurysitzung zum 14. Ingenieurbaupreis fand am 21.November 2014 im Magnus-Haus der Deutschen Physi-kalischen Gesellschaft in Berlin statt. Das Magnus-Hausist eine Begegnungsstätte zur Förderung der interdiszipli-nären Gespräche zwischen Physik und anderen tech-nisch-wissenschaftlichen Bereichen und bot den würdi-gen Rahmen für die knapp 8-stündige Diskussionsrunde.Am Ende vieler, teils leidenschaftlich geführter, Diskus-sionen votierte die Jury einstimmig für den Preisträger,

Die Jury (v. l. n. r.): Prof. Dr. VIKTOR SIGRIST, TU Hamburg-Harburg, M.Sc. Eng. NICOLAS JANBERG, Verlag Ernst & Sohn, Dipl.-Ing. RAINER SPITZER, Doka Group Engineering & R&D, Prof. CENGIZ DICLELI, HTWG Konstanz, Prof. Dr.-Ing. habil. NORBERT GEBBEKEN, Bayrische Ingenieurekammer-Bau, Dr.-Ing. KARL-EUGEN KURRER,Verlag Ernst & Sohn, Dr.-Ing. HEIKO TRUMPF, Happold Ingenieurbüro, Prof. Dr.-Ing. HARTWIG SCHMIDT, ehem. RWTH Aachen, Prof. Dr.-Ing. STEFFEN MARX, LeibnizUniversität Hannover, Dr.-Ing. KLAUS STIGLAT, Dr.-Ing. DIRK JESSE, Verlag Ernst & Sohn, Dr.-Ing. DIRK BÜHLER, Deutsches Museum München


Ulrich Finsterwalder Ingenieurbaupreis 2015: Impressionen von der Jurysitzung am 21.11.2014

den Kaeng Krachan Elefantenpark im Züricher Zoo, ein-gereicht durch das Büro Walt + Galmarini AG aus derSchweiz. Das Bauwerk besticht sowohl architektonischals auch ingenieurtechnisch durch seine aufgelöste Scha-lenkonstruktion in Brettsperrholz-Bauweise. Darüber hi-naus beschloss die Jury, den Ultimate Trough Test Loop,Harper Lake, Kalifornien, die Baugruben zur Erweite-rung des Rheinkraftwerks Iffezheim, die Grubentalbrückeim Zuge der Neubaustrecke Ebensfeld-Erfurt, Goldisthalim Thüringer Wald sowie die Sanierung und Instandset-zung der Saarbrücke in Mettlach mit einer Auszeichnungzu würdigen. Diese Wahl belegt die enorme Vielseitigkeitund Bandbreite des Betätigungsfeldes für Bauingenieureeindrucksvoll.

Die Preisverleihung des Ulrich Finsterwalder Ingenieur-baupreises 2015 wird in festlichem Rahmen am 30. Janu-ar 2015 im Festsaal des Deutschen Museums in Münchenstattfinden. Selbstverständlich widmet der Verlag Ernst &Sohn dem Ingenieurbaupreis auch dieses Mal wieder eineeigenständige Dokumentation, in welcher der Preisträger,die ausgezeichneten Projekte und natürlich auch alle weiteren Einreichungen vorgestellt werden. Die Doku-mentation wird voraussichtlich zusammen mit dem Heft3/2015 (März) der Bautechnik an die Abonnenten ver-teilt und kann alternativ auch direkt über den Verlag be-zogen werden.

Preisträger – Kaeng Krachan Elefantenpark, Zoo Zürich

Ingenieure: Walt + Galmarini AG dipl. Ing. ETH SIA USIC (CH)Architekten: Markus Schietsch Architekten GmbH (CH)

Lorenz Eugster Landschaftsarchitektur und Städtebau GmbH(CH)

Bauherr: Zoo Zürich AG (CH)Ausführung: ARGE Elefantenpark Holzbau: Implenia Schweiz AG –

Holzbau (CH) und Strabag AG, Holzbau (CH)

Begründung der Jury

Im Zoo Zürich sollte ein Elefantenpark gebaut werden,der durch die Konstruktion und die Landschaftsgestal-tung den natürlichen Lebensraum von Elefanten nachbil-det. Der durch das Ingenieurbüro Walt + Galmarini AGrealisierte Elefantenpark besticht sowohl architektonischals auch ingenieurtechnisch durch die aufgelöste Schalen-konstruktion in Brettsperrholz-Bauweise, die auch hand-werklich als Nagelkonstruktion sehr anspruchsvoll ist.Die weit gespannte Schale mit ihren geometrisch unter-schiedlich angeordneten Lichtöffnungen wird ingenieur-technisch anspruchsvoll mit dem vorgespannten Ringbal-ken verbunden, der die Kräfte aus der Schale aufnimmtund in die Gründung leitet.

Die hybride Gesamtkonstruktion ist eine große Heraus-forderung für die numerische Modellbildung und für die

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nichtlineare Analyse. Das Schalendach und die Fassadestellen einen integrativen Ansatz dar, der den Anforde-rungen an Bauphysik, Beleuchtung und Belüftung aufhervorragende Weise gerecht wird. Die Konstruktion unddie Materialien stellen einen Beitrag zur Nachhaltigkeitdar, weil sie u. a. sortenrein rückbaubar ist. Nach Mei-nung der Jury werden die Kriterien Konstruktion, Innova-tion, Interdisziplinarität, Ästhetik und Nachhaltigkeit ein-drucksvoll erfüllt.

Projektvorstellungen: Ausgezeichnete Projekte – ohneRangfolge

Auszeichnung – Ultimate Trough Test Loop, Harper Lake,Kalifornien (USA)

Ingenieure: schlaich bergermann und partner (D)Architekten: schlaich bergermann und partner (D)Bauherr: Flabeg FE GmbH (D)Ausführung: Solarel Enerji Ltd. Izmir (Stahlbaufertigung) (TR), Tradewinds

Construction, Las Vegas (Montage) (USA)


Bei der Entwicklung einer neuen und kostengünstigerenGeneration von Parabolrinnenkollektoren zur solarenStromerzeugung nutzte das Ingenieurbüro schlaich ber-germann und partner einen integralen Ansatz zur Opti-mierung der Gesamtkonstruktion. Die neuen Kollektorensollten gegenüber dem aktuellen Standard 25 % kostenef-fizienter sein. Durch den integralen und interdisziplinä-ren Ansatz konnten alle Kostenfaktoren (Verkabelung,Fundamente, Montage, Betrieb, etc.) berücksichtigt wer-den, um das Optimum bei großen Kollektorkonzepten zuerreichen. Die horizontalen Windbelastungen gekoppeltmit den extrem geringen zulässigen Verformungen sindfür den Entwurf einer geeigneten Kollektorstruktur maß-geblich. Als torsionssteife Tragstruktur wurde ein aufge-löster Kastenquerschnitt mit einer Länge von jeweils24 m gewählt. Durch die Verwendung hochpräziser Mon-tagevorrichtungen können trotz geringer Toleranzanfor-derungen an die einzelnen Stahlbauteile die hohen geo-metrischen Anforderungen erreicht werden. Beim Ultima-te Trough Test Loop wurde erstmalig keine geschlossene

Spiegeloberfläche gewählt, sondern Druckentlastungs-schlitze in Längsrichtung eingefügt, um die Windlasten zureduzieren. Weiterhin wurde die Fixierung der Spiegelmodifiziert, um Toleranzen des Stahlbaus auszugleichen.Ein dreidimensionaler Toleranzausgleich in einer Klebe-fügestelle ermöglicht eine präzisere Parabolform als bis-her. Dadurch wird der optische Wirkungsgrad erhöht.

Das Projekt „Ultimate Trough Test Loop“ in Harper La-ke, Kalifornien, zeigt deutlich, welch großes Aufgaben-spektrum durch Bauingenieure abgedeckt wird. Die inter-disziplinäre Zusammenarbeit mit anderen Ingenieurberu-fen war ausschlaggebend für die Erstellung einer neuenGeneration von Sonnenkollektoren, bei denen aufgrundder Dimension höchste Präzision erforderlich wird.

Auszeichnung – Baugruben zur Erweiterung desRheinkraftwerks Iffezheim

Ingenieure: Kempfert + Partner Geotechnik (D)Architekten: RMD-Consult GmbH (Vorplanung) (D)Bauherr: Rheinkraftwerke Iffezheim GmbH (D)

(Projektabwicklung: EnBW AG (D))Ausführung: ARGE RKW Iffezheim: Schleith GmbH (D) und Implenia AG

(CH)


Im Zuge der Erweiterung des Rheinkraftwerks Iffezheimwurde die Herstellung von drei Baugruben erforderlich,die sich sämtlich innerhalb eines an das bestehende Kraft-werk anschließenden Inseldamms innerhalb des Rheinsbefinden. Aufgrund der Form der Hauptbaugrube, derasymmetrischen Belastungsrandbedingungen sowie dergegenseitigen Interaktion der Baugruben während derverschiedenen Bauphasen war eine vereinfachte Berech-nung unter Verwendung von Strukturmodellen aus demKonstruktiven Ingenieurbau nicht möglich. Grundlageder Modellierung war, dass neben den Bauteilen zusätz-lich der umgebende Boden in einem dreidimensionalenKontinuumsmodell erfasst wurde.

Dieses Vorgehen des Ingenieurbüros Kempfert + Partnerzeigt beispielhaft, wie das Management der Baugruben

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Auszeichnung – Eisenbahnüberführung Grubentalbrücke,VDE 8.1Neubaustrecke Ebensfeld – Erfurt, Goldisthal im ThüringerWald (D)

Ingenieure: schlaich bergermann und partner (D)Architekt: schlaich bergermann und partner (D)Auftraggeber: DB ProjektBau GmbH (D)Bauherr: DB Netz AG (D)Ausführung: Arbeitsgemeinschaft Bogenbrücken Goldisthal

Bickhardt Bau AG/Ed. Züblin AG


Die Grubentalbrücke ist Teil der neuen EisenbahnstreckeNürnberg–Berlin. Sie wurde in einer für den Hochge-schwindigkeitsverkehr neuen Bauart als semiintegraleBrücke errichtet. Sie überspannt monolithisch eine Ge-samtlänge von 215 m und weist eine markante Mittel -öffnung von 90 m auf. Nur an den Brückenenden sind Bewegungsfugen und Lager vorhanden. Das für eineHochgeschwindigkeitsbrücke außergewöhnlich filigraneTragwerk besticht durch seine klare Gliederung, die sorg-fältige Detailgestaltung und die herausragende Einpas-sung in die Umgebung. Der Entwurf des Ingenieurbürosschlaich bergermann und partner erfüllt die bahntechni-schen Anforderungen in idealer Weise, indem Steifigkeitund Schwingungsverhalten optimal aufeinander abge-stimmt sind. Aufgrund der ausgewogenen Tragwerksgeo-metrie konnten die Gleise ohne Schienenauszüge überdie Fugen geführt werden. Dies garantiert den besten

Fahrkomfort und vereint größtmögliche Sicherheit mitgeringem Instandhaltungsbedarf. In ihrer Bauform knüpftdie Grubentalbrücke an die große Tradition der Betonbo-genbrücken an und entwickelt diese zukunftsfähig weiter.

Auszeichnung – Saarbrücke Mettlach, Sanierung undInstandsetzung

Ingenieure: Eiffel Deutschland Stahltechnologie GmbH (D)Bauherr: Landesbetrieb für Straßenbau (LFS) Saarland (D)Ausführung: Eiffel Deutschland Stahltechnologie GmbH (D)


Das SPS-System als sandwichförmige Stahl-Kunststoff-Verbundplatte (Integralplatte) ist eine innovative Ent-wicklung von STEPHEN J. KENNEDY (Kanada), die in ver-schiedenen Ingenieurdisziplinen Eingang gefunden hat(Schiffbau, Offshore, Ingenieurbau). Aufgrund der Be-triebsfestigkeitsprobleme von orthotropen Fahrbahnplat-ten und Beton- bzw. Stahlverbundfahrbahndecks hat Eif-fel Deutschland Stahltechnologie GmbH (Hannover) dasSPS-System auf die hiesigen Anforderungen und Normenausgelegt und weiterentwickelt. Diese kreative Adaptionerfolgte in Zusammenarbeit mit namhaften Forschungs-stellen und durch aufwendige Versuchsreihen. Nach ers-ten Prototypen wurden nun mit der Saarbrücke Mettlachim Bestand eine Sanierung und Ertüchtigung erfolgreichumgesetzt. Unter laufendem Verkehr wurde die Beton-fahrbahn durch das SPS-System signifikant geleichtert.Dadurch konnten die bestehenden Tragkabel ohne Ver-stärkung erhalten und somit die Tragfähigkeiten für Ver-kehrslasten wesentlich erhöht werden (Hochstufung).Hervorzuheben ist das intelligente Montagekonzept. Dasausgezeichnete Bauwerk hat als Modellprojekt strategi-sche Bedeutung zur Erhaltung und Ertüchtigung von Be-standsbrücken.

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Firmen und Verbände – Persönliches– Rezensionen – Nachrichten

Am 21. Dezember 2014 feiert Prof. RUPERT SPRINGENSCHMID, emeritierterOrdina rius für Baustoffkunde und Werk-stoffprüfung an der TU München, seinen85. Geburtstag.

RUPERT SPRINGENSCHMID, gebürtigerSalzburger, war nach dem Bauingenieur-studium an der Technischen HochschuleWien – für die damalige Zeit außerge-wöhnlich – von 1955 bis 1956 Assistentan der Princeton University, USA. NachÖsterreich zurückgekehrt, leitete er zu-nächst das Laboratorium eines Straßen-bauunternehmens, bevor es ihn erstmalsnach Deutschland in das Forschungs -institut des Vereins Deutscher Zement-werke nach Düsseldorf zog. Da war ichdort, in Düsseldorf, noch nicht geboren.In diese Zeit fällt seine Dissertation zur„Bodenverfestigung mit Zement“ an derTechnischen Hochschule Wien. Seinenächste berufliche Station war dannWien, wo er im Forschungsinstitut derösterreichischen Zementfabrikanten diebetontechnische Abteilung aufbaute undleitete, bis er 1969 die Leitung des For-schungsinstituts des Grafen CZERNIN

übernahm.

1973 wurde SPRINGENSCHMID an dieTUM berufen. Neben dem Lehrstuhl fürBaustoffkunde und Werkstoffprüfung

Beton- und Stahlbetonbau aktuell 1/15

Aus dem Inhalt

Rupert Springenschmid 85 Jahre ........................................................ 75Ehrenmitgliedschaft für besonderes Engagement verliehen ......... 76Kostenplanung mit über 2 500 Vergleichsobjekten ........................... 76Planerkonjunktur (noch) ungetrübt ..................................................... 77Größtes deutsches Forschungsprojekt des Bauwesens ................ 77

hatte er das Amt des Direktors des Prüf -amtes für Bituminöse Baustoffe undKunststoffe inne. Außer am gut funktio-nierenden Prüfamt und dem Labor fürWerkstoffphysik, das mit SPRINGEN-SCHMIDS Berufung dem Lehrstuhl zuge-ordnet wurde, gab es bei seinem Amts -antritt praktisch keine Forschungsaktivi-täten im Bereich der Ingenieurbaustoffe.Während seiner 25jährigen Leitung desMünchener Baustoffinstituts hat RUPERT

SPRINGENSCHMID leistungsfähige For-schungsgruppen auf diesem Sektor auf-gebaut. Als Praktiker, wie er sich selbstgern nennt, hat er viele seiner For-schungsschwerpunkte an aktuellen Pra-xisproblemen orientiert, weshalb er im-mer ein gesuchter Partner der Bau- undBaustoffindustrie bei der Lösung aktuel-ler Probleme war. Auf dem Gebiet derTechnologie des Betonstraßenbaus spiel-ten er und sein Institut bald eine führen-de Rolle in Deutschland und über diedeutschen Grenzen hinaus. Auch aufdem Gebiet der Schadensdiagnose undDauerhaftigkeit von Betonbauwerkenkamen aus seinem Institut wesentlicheImpulse. Das wissenschaftliche Niveauder Forschungstätigkeit unter seiner Lei-tung kommt nicht zuletzt durch For-schungspreise zum Ausdruck, die seinenMitarbeitern verliehen worden sind.

Nach der Wende hat er sich mit großemEngagement für eine überlebensfähigeStruktur der Hochschule für Architekturund Bauwesen (HAB) in Weimar einge-setzt. Es war auch diese Universität, dieseine wissenschaftlichen Verdienste1997 mit der Verleihung der Ehren -doktorwürde ausgezeichnet hat.

Am 1. April 1998 trat RUPERT SPRINGEN-SCHMID in den verdienten Ruhestand.Als der sogenannte „Nachnachfolger“habe ich jederzeit das Gefühl gehabt,dass er sehr schnell die richtige Balancezwischen weiteren berufsbezogenen undprivaten Aktivitäten fand. Einige Beispie-le: Noch heute ist er im Familien- und

Freundeskreis als ein sehr geschätzter„Privat-Bausachverständiger“, also alsBerater in Bauangelegenheiten im „Pri-vatsektor“ tätig. Sein im Jahr 2007 er-schienenes Buch „Betontechnologie fürdie Praxis“ scheint sich zu einem Klassi-ker zu entwickeln. Die Nachfrage war sogroß, dass die Neuauflage fest angepeiltist. Als Privatier besucht er bis heute aus-gewählte Vortragsveranstaltungen (hab’ihn kürzlich noch in Graz getroffen), dienach dem Kriterium gekürt werden,„hier kann ich noch was mitnehmen“.Das „Mitnehmen“ hat jedoch nichts mitden üblicherweise gereichten Nahrungs-mitteln „Kaffee und Kuchen“ (Nachmit-tagsveranstaltung) oder „Schnittchen“(Ganztagesveranstaltung) zu tun, die esdort in der Regel in rauen Mengen gibt,sondern das Bedürfnis „Mitnehmen“ isteher auf die geistige Nahrung bezogen,die er sich von den Veranstaltungen ver-spricht. So bringt er noch heute manchVortragenden mit seinen klugen, manch-mal fast ins Philosophische gehendenFragen in Verlegenheit. Auch die vielen,kompakt aufsammelbaren technischenInformationen wirken attraktiv auf ihn,alles Dinge, die sich bei der Neuauflageseines Buchs gut einbauen lassen. Wenner dann also entweder auf den ibausil-Ta-gungen in Weimar, auf den Baustoffsemi-naren in München oder auf anderen Ver-anstaltungen, vornehmlich und gerne inÖsterreich, gesichtet wird, muss das alsGütesiegel verstanden werden. Nebendiesen Aktivitäten liebt er es bis heute, inausgedehnten Skitouren!!! seine Bergeimmer wieder „neu kennenzulernen“.Als Flachlandtiroler, der die Skier eher,vergleichbar zum Fußball, als „Spielgerätzum Abschütteln“ versteht, verdient dasmeine besondere Bewunderung, mit die-sen „downhill“ rasend unten heil anzu-kommen. Aber warum „neu kennenler-nen“? Weil sie, so er, „ständig höherwerden“. Der Lift wird’s einen nachoben kaum spüren lassen, die Wegenach unten scheinen aber länger zu werden.

P E R S Ö N L I C H E S

Rupert Springenschmid 85 Jahre

RUPERT SPRINGENSCHMID


BETON- UND STAHLBETONBAU aktuell

CHRISTOPH GEHLEN (und PETER

SCHIEßL, von dem ich mir das schon vonihm vortrefflich beschriebene „Leben bis70“ geklaut habe…)

menden Jahre vor allem Gesundheit undweiter viele schöne Momente, insbeson-dere mit seinen noch sechs, im Jahr 2015dann bald sieben Enkeln, die ihm sehram Herzen liegen.

Zu seinem 85. wünsche ich ihm, auch imNamen aller Mitarbeiterinnen und Mit-arbeiter des Centrums Baustoffe und Materialprüfung (cbm) der TU Münchenherzlichst alles Gute und für die kom-

In der Mitgliederversammlung der Inge-nieurkammer Hessen am 14.11.2014 inWiesbaden wurden besonders heraus -ragende Persönlichkeiten für ihr Engage-ment in der Ingenieurkammer Hessen(IngKH) in feierlichem Rahmen mit derEhrenmitgliedschaft ausgezeichnet. Diebetreffenden Personen wurden in derHerbsttagung des Hauptausschusses am23. September 2014 auf Vorschlag desVorstandes ausgewählt.

Für eine Körperschaft des öffentlichenRechts wie es die IngKH ist, bietet dieErnennung von Ehrenmitgliedern eineganz besondere Möglichkeit, Dank aus-zusprechen. „Es ist mir eine besondere

Freude und hohe Ehre, die ausgewähltenPersönlichkeiten, die sich seit vielen Jahren wissenschaftlich, politisch undfreundschaftlich intensiv für den Berufs-stand der Ingenieurinnen und Ingenieureeingesetzt haben, auszuzeichnen“, sagtePräsident Prof. Dr.-Ing. Dr.-Ing. E.h.UDO F. MEIßNER. Als Anerkennung er-hielten die zu Ehrenden neben der Er-nennungsurkunde auch die Ehrennadelder IngKH.

Ausgezeichnet wurden: Dr.-Ing. WALTER

ARNOLD, MdL – Staatssekretär a.D.,Dipl.-Ing. HARTMUT PAUL, Dipl.-Ing. (FH)RÜDIGER LEXAU und Dipl.-Ing. KARL-WINFRIED SEIF – Staatssekretär a.D.

In einer jeweils persönlichen Laudatiogaben die Laudatoren Überblick über diePerson und die Laufbahn des zu Ehren-den und vermittelten einen Einblick indas jeweilige Engagement, für das dieAuszeichnung gewährt wurde. Die Aus-zeichnung mit der Ehrenmitgliedschaftformuliert darüber hinaus, wie wertvollund stimulierend ein kreatives und un-terstützendes Umfeld für die Entwick-lung einer Ingenieurkammer sein kannund wie Geben und Nehmen zwischenden Bereichen Wirtschaft, Politik undGesellschaft sich als Ergebnis für die All-gemeinheit auszahlen.

N A C H R I C H T E N

Ehrenmitgliedschaft für besonderes Engagement verliehen

Beim BaukosteninformationszentrumDeutscher Architektenkammern (BKI)ist ab sofort der neue BKI Kostenplaner17 verfügbar. Kernstück des neuen Pro-gramms ist die aktualisierte BKI Baukos-tendatenbank 2014/2015 mit über 2 500abgerechneten Vergleichsobjekten. Mitder neuen Version greift der Anwenderdirekt auf alle Einzelobjekte der BKI-Da-tenbank zu. Das BKI-Objekt-Spektrumumfasst Neubauten, Altbauten und Frei-anlagen. Alle Objekte werden einer Ge-bäudeart zugeordnet (zum Beispiel Büro-gebäude mittlerer Standard). Jede Ge-bäudeart enthält statistische Kosten -kennwerte nach unterschiedlichemDetaillierungsgrad entsprechend derKostengliederung nach DIN 276.

Aber auch die Kostengliederung nachVergabeeinheiten bzw. Leistungsberei-chen unterstützt die neue Version. Diestatistischen Baukosten-Auswertungenund Kostenkennwerte nutzt der Kosten-planer-Anwender zu über 120 Gebäude-arten. Damit liegen für alle relevantenWohn- und Nichtwohnbau-Projektewertvolle Erfahrungswerte aus der Bau-kosten-Praxis vor.

Die Baukosten-Niveaus innerhalbDeutschlands variieren erheblich. BKI-Auswertungen bestätigen Abweichungenim Vergleich zum BKI-Bundesdurch-schnitt (100 %) von 0,65 (65 %) in struk-turschwachen Gebieten bis hin zu 1,42(142 %) in boomenden Ballungsräumen.Mit den integrierten Regionalfaktoren2015 passen die Programmanwender dieBundesdurchschnittswerte an ihr regio-nales Baukosten-Niveau an.

Neben einem Baukosten-Update mitneuen und erweiterten Kostendaten wur-de das Programm mit wichtigen Neue-rungen ergänzt. Der aktualisierte Bild-kommentar DIN 276 / DIN 277 unter-stützt bei der richtigen Zuordnung derKosten nach den Kostengruppen derDIN 276. Im Projektkostenplan klickenNutzer einfach auf die Schaltfläche„Bildkommentar“ und wissen sofort, welche Kosten in diese Kostengruppe ge-hören oder in anderen Kostengruppenenthalten sind.

Auch das Kostenplaner-Modul „Positio-nen mit AVA-Schnittstelle“ zeigt sichdeutlich erweitert. Denn es stehen jetzt

auch Musterpositionen für den Altbauzur Verfügung. Jede Position enthält zu-dem die Kostengruppen-Nummer nachDIN 276 für spätere Auswertungen. Ins-gesamt verfügen die Nutzer mit der neu-en Version über 4 000 von Fachverbän-den geprüfte Musterpositionen mit über20 000 aktuellen Baupreisen für Neu-und Altbau-Leistungsbereiche. Dieseübertragen Anwender per GAEB-Schnitt-stelle in jedes marktgängige AVA-Pro-gramm.

Insbesondere Neueinsteiger finden in derintegrierten Video-Anleitung, dem An-wender-handbuch und in der kontextsen-sitiven Hilfe eine wertvolle Unterstüt-zung bei der Einarbeitung. Der Kosten-planer 17 bietet zusammenfassend fürArchitekten und Ingenieure ein kompe-tentes Werkzeug zum kostenbewusstenPlanen und Bauen über alle Projektpha-sen.

Die neue Programmversion kann beimBKI vier Wochen kostenlos zur Ansichtmit Rückgabegarantie bestellt werden,Tel: 0711 954 854-0, Email: [email protected]


Kostenplanung mit über 2 500 Vergleichsobjekten


BETON- UND STAHLBETONBAU aktuell

Die unabhängigen Planungsbüros sindmit dem bisherigen Geschäftsverlauf2014 mehrheitlich zufrieden und blickennach wie vor optimistisch in die Zu-kunft. Das geht aus einer Befragung derVBI-Mitglieder, darunter die führendendeutschen Ingenieurbüros, hervor. Da-nach beurteilen rund 50 % der teilneh-menden Unternehmen ihre wirtschaft -liche Situation als gut und weitere knapp10 % sogar als sehr gut. Vor dem Hinter-grund solider Auftragsbestände von rundsieben Monaten rechnen 88 % der Inge-nieurbüros auch 2015 mit einer gleich-bleibenden bzw. guten Geschäftsent-wicklung. Damit hat sich die positiveUmsatzerwartung der meisten Unterneh-men aus der VBI-Frühjahrsbefragung be-stätigt. Rund ein Drittel der Büros (27 %)vermeldet steigende, weitere 58 % ver -

buchen konstante Umsätze. Angesichtsder guten konjunkturellen Lage bleibenqualifizierte Bauingenieure sowie Inge-nieure der technischen Gebäudeausrüs-tung weiterhin gefragt. Etwa jedes fünfteIngenieurbüro (21,4 %) plant 2015 Mit -arbeiter einzustellen. Mit der ermitteltenUmsatzrendite von durchschnittlich11,4 % liegen die deutschen Planungs -büros deutlich über dem europäischenBranchenschnitt von knapp 6 %, wie dasaktuelle Konjunkturbarometer der Euro-päischen IngenieurverbändeorganisationEFCA ausweist. Das heiße aber nicht,dass die Ingenieure in Deutschland auchüberdurchschnittlich verdienen, wieVBI-Präsident Dr.-Ing. VOLKER CORNE -LIUS erklärt: „Im Gegenteil, diese Unter-schiede bei der Umsatzrendite sind alleinauf die spezifisch deutsche Kleinteiligkeit

bei den Bürostrukturen zurückzufüh-ren“. Da diese kleinen Ingenieurbüros,darunter viele Einzelunternehmer, ihreHonorareinnahmen ohne Abzug einesUnternehmerlohnes als Gewinn verbu-chen, so der VBI-Präsident, ergebe sichangesichts der niedrigen Kosten aus Bü-robetrieb und Leistungserbringung dieüberdurchschnittliche Rendite. Würdenalle Unternehmen der Branche in ihremJahresabschluss den Unternehmerlohnberücksichtigen, läge die Umsatzrenditenäher am europäischen Mittel, erläutertCORNELIUS. „Gleichwohl sind wir stolzdarauf, dass sich unabhängig erbrachtePlanungsleistungen erneut als attraktivfür Auftraggeber und die Ingenieureselbst erweisen – auch im EU-Vergleich“.


Planerkonjunktur (noch) ungetrübt

C³ – das derzeit größte Forschungspro-jekt im deutschen Bauwesen – stellt sichvom 19. bis 24. Januar 2015 auf derBAU 2015 in München vor. In HalleB0/208 am Gemeinschaftsstand Sächsi-scher Universitäten und Hochschulenkönnen sich Interessierte über das Pro-jekt, seine Ziele und die Vorhaben infor-mieren.

„C³ – Carbon Concrete Composite“ isteines von 10 im Programm des Bundes-ministeriums für Bildung und Forschung„Zwanzig20-Partnerschaft für Innova -tion“ geförderten Projekten im Pro-gramm von „Unternehmen der Region.“Das Förderprogramm zielt auf den syste-matischen Ausbau herausragender wirt-schaftlicher und wissenschaftlicher Kom-petenzen durch überregionale und inter-disziplinäre Kooperationen in den Neu-en Ländern durch Entstehung neuerNetzwerkstrukturen, offene und transpa-rente Prozesse. Das BMBF stellt eineFördersumme von 45 Millionen Euro be-reit, ca. 23 Millionen Euro kommen alsEigenmittel der Unternehmen hinzu.

Die interdisziplinäre Zusammenarbeit imProjekt C³ wird über den Anfang 2014gegründeten Verein C³ e.V. vorange -trieben. Das Konsortium zählt bereits110 Partner aus Wissenschaft und Wirt-

schaft. Ihr Ziel: die schrittweise Einfüh-rung von Carbonbeton im Bauwesenund die Entwicklung der C³-Bauweise.Die Erforschung und Etablierung diesesneuen Werkstoffs ist ein vielversprechen-der Ansatz, das Bauen zukunfts fähig zumachen und einen Paradigmenwechselim Bauwesen einzuläuten.

Um die inhaltlich-technischen Ziele vonC³ zu erreichen, untersuchen und be-leuchten die Verbundpartner ab 2015 invier Basisvorhaben Grundbausteine, diefür das Projekt strategisch bedeutsamsind: „Beschichtungen und Bewehrungs-strukturen für den Carbonbetonbau“,„Nachhaltige Bindemittel und Betone fürdie Zukunft“, „Konstruktionsgrundsätze,Sicherheits- und Bemessungskonzepte,standardisierte Prüfmethoden“ und„Multifunktionale Bauteile aus Carbon-beton – Aktivierte Gebäudehülle“. Weite-re Vorhaben beginnen im Herbst 2015.Sie befassen sich mit den Themen Pro-duktion, Normung und Zulassung, Ge-sundheit, Aus-und Weiterbildung, sowieAbbruch, Rückbau und Recycling.

Die Ziele des Projektes Carbon ConcreteComposite sind mit dem Ausbau, der An-siedlung und Neugründung von Unter-nehmen entlang der gesamten Wert-schöpfungskette (Chemie, Maschinen-

bau, Carbonbewehrung, Verarbeiter/Anwender, Werkstoffe (Beton), Inge-nieurwesen und Elektrotechnik) verbun-den – von den Grundmaterialien bis zumfertigen Bauwerk. Parallel dazu werdenBildungsangebote (Aus- und Weiterbil-dung) für alle wertschöpfungsrelevantenEtappen entwickelt und in neue Berufs-bilder überführt.

Die Erwartungen für die genannten Be-reiche sind hoch: Produktion und Um-sätze sollen wachsen, die Partner werdensich stärker vernetzen und interagieren,Arbeitsplätze in neuen Bereichen entste-hen.

Titel: C³-ProjektFörderer: Bundesministerium für Bildung und ForschungZeitraum: 09.2013 bis 2020Konsortialführer: TU Dresden, Institut für MassivbauLeiter: Prof. Dr.-Ing. Dr.-Ing. E.h. MANFRED CURBACH

Bearbeiter: Dr. Ing. FRANK SCHLADITZ

Projektpartner: Konsortium aus ca. 110 Firmen, Verbänden und Institutionen

Ansprechpartnerin: ANGELA REUTE

[email protected]


Größtes deutsches Forschungsprojekt des Bauwesens auf der BAU 2015


VERANSTALTUNGSKALENDER

Kongresse – Symposien – Seminare – Messen

Leipzig 10. Leipziger Abdichtungsseminar MFPA Leipzig27.1. Abdichtung von baulichen Anlagen in der Landwirtschaft www.mfpa-leipzig.de

Aktuelle Entwicklungen im bauaufsichtlichen Regelungs-bereich – Die regelkonforme Abdichtung – Neue Normenreihe DIN 18531 – DIN18535 – Aus der Praxis

VDI-Arbeitskreis Technikgeschichte Arbeitskreis Technikgeschichte – Berlin – Istanbul. Die Infrastrukturentwicklung zweier im VDI-Bezirksverein

Metropolen im Vergleich, 12. Februar Berlin-Brandenburg – Zeitlos oder Zeitbild? Vitruvs zehn Bücher ‚De architectura‘, KARL-EUGEN KURRER

19. Februar [email protected] – Immer höher und immer kühner – Ziegelbauten im kaiser-

zeitlichen Rom, 26. Februar – Semantik und Bauorganisation: Hellenistische Steinmetz-

marken in Kleinasien, 26. März – Raffinessen beim Bau griechischer Tempel. Geplante

Krümmungen und andere bautechnische Feinheiten, 30. April

3.2. in Braunschweig Beton-Seminare 2015 BetonMarketing Nordost GmbH10.2. in Rendsburg aktuelle Normen – praktische Abläufe – Neuerungen im [email protected] in Osnabrück technischen Regelwerk und deren Auswirkungen auf Planung www.beton.org25.2. in Oldenburg und Ausführung – Ursachen und Einflussgrößen von Rissen 3.3. in Hannover sowie deren Einfluss auf Tragfähigkeit, Gebrauchstauglichkeit 10.3. in Wismar und Dauerhaftigkeit – Ausführung massiger Bauteile vom 17.3. in Bremen Einbau bis zur Nachbereitung – leichtverarbeitbare und 24.3. in Göttingen selbstverdichtende Betone11.2. in Apolda18.2. in Berlin24.2. in Zwickau26.2. in Leipzig3.3. in Dresden5.3. in Neubrandenburg12.3. in Potsdam19.3. in Magdeburg26.3. in Berlin

Esslingen Betonmonitoring Technische Akademie Esslingen5.2. bis 6.2. Technologien zur Beurteilung und Sicherstellung der Dauer- www.tae.de

haftigkeit – Einbau und Betrieb von Monitoringsystemen – Praxisergebnisse – Zustandsdiagnose schadhafter Bauwerke – Lebensdauermodell

Wuppertal Professionelle Rhetorik für Ingenieure und Techniker Technische Akademie Wuppertal9.2. bis 10.2. www.taw.de

Lauterbach Lehrgang für Ingenieure der Bauwerksprüfung nach Bauakademie Hessen-Thüringen e.V9.2. bis 13.2. DIN 1076 – bundesweit anerkannter Lehrgang des VFIB www.bauhut.de

(Grundlehrgang)

10.2. in München- DBV-Regionaltagungen „Bauausführung“ DBV BerlinOttobrunn [email protected]. in Bochum www.betonverein.de →24.2. in Hamburg Veranstaltungen10.3. in Frankfurt/M.12.3. in Berlin12.3. in Nürnberg

Ort und Termin Veranstaltung Auskunft und Anmeldung



Ostfildern Korrosionsschutz nach DIN EN ISO 12944 Technische Akademie Esslingen12.2. bis 13.2. Korrosionsschutz von Stahlbauwerken durch Beschichten – www.tae.de

Eigenschaften der Beschichtungsstoffe und Beschichtungs-systeme auf Polymerbasis – Anwendung bei Erstbeschichtung und Instandsetzung – Inhalte der Basisnorm DIN EN ISO 12944 Teil 1 bis 8

Krefeld Qualifizierte Führungskraft in der Betoninstandhaltung BZB Akademie19.2. bis 19.3. nach DAfStb-Richtlinie www.bzb.de

Krefeld Zertifizierter sachkundiger Planer für Betoninstandhaltung BZB Akademie20.2. bis 14.3. www.bzb.de

Lauterbach Weiße Wannen – Sicher im Detail Bauakademie Hessen-Thüringen e.V23.2. www.bauhut.de.

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Lauterbach SIVV-Lehrgang (Schützen, Instandsetzen, Verbinden, Bauakademie Hessen-Thüringen e.V23.2. bis 6.3. Verstärken) www.bauhut.de.

Ostfildern Sachkundiger Planer für Schützen, Instandsetzen und Technische Akademie Esslingen23.2. bis 14.4. Verstärken von Stahlbeton www.tae.de

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Ulm 59. BetonTage – Praxis im Fokus FBF Betondienst GmbH24.2. bis 26.2. www.betontage.de

Aachen Zertifizierung zum sachkundigen Planer im Bereich Schutz Bau-Überwachungsverein 24.2. bis 28.2. und Instandsetzung von Betonbauteilen BÜV e.V. Berlin

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Stuttgart Baumängel/ARdT/Abnahme sowie praktischer Umgang BVMB-Service GmbH25.2. mit Mangelstreitigkeiten www.bvmb.de/veranstaltungen

Berlin Messen im Bauwesen: Automatisierte Messdatenverarbeitung BAM Berlin3.3. http://anmeldung.bw-vdv.de

Wuppertal Nachträgliche Bauwerksabdichtung in der Altbausanierung: Technische Akademie Wuppertal9.3. Von den Grundlagen bis zur Anwendung www.taw.de

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Esslingen Brandschutznormung und Ingenieurmethoden im Brandschutz Technische Akademie Esslingen9.3. bis 11.3. Anwendung, Sicherheitskonzept und Beispiele – aktuelle www.tae.de

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Lauterbach Lehrgang Zerstörungsfreie Prüfverfahren für Ingenieure Bauakademie Hessen-Thüringen e.V10.3. bis 11.3. der Bauwerksprüfung nach DIN 1076 – VFIB – Wahlpflicht- www.bauhut.de

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Leipzig 11. Tagung Betonbauteile HTWK Leipzig19.3. „Betonbauwerke für die Zukunft“ www.htwk-leipzig.de

Eurocode-Praxis: Bewehrungsregeln, Spannbetonbauteile, Wind- und Schneelasten – DAfStb-Richtlinie „Verstärken von Beton-bauteilen mit geklebter Bewehrung“ – Faserbetone – Befestigungs-technik – Dichte Behälter für die Landwirtschaft – BIM

Darmstadt Darmstädter Betonfertigteiltage 2015 FDB Bonn19.3. bis 20.3. und Gestaltung, Entwurf und Fertigung – Vordimensionierung – www.beton.org/26.3. bis 27.3. Vorspannung – Europäische Regelungen – Brandschutz – veranstaltungskalender

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Altendorf bei Nürnberg Sanierung von Flachdächern und Bauwerksabdichtungen Technische Akademie Wuppertal24.3. Rechtsfragen – Technik – Werkstoffe – Gründächer – ww.taw.de

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Altendorf bei Nürnberg Betonrohrvortrieb in der Ver- und Entsorgungtechnik Technische Akademie Wuppertal25.3. bis 26.3. Stand der Technik nach DIN 18319 und DIN 18196 – neue www.taw.de

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Frankfurt Fireprotec – Symposium mit Fachausstellung Mesago Messe Frankfurt25.3. bis 26.3. rechtliche Aspekte des vorbeugenden Brandschutzes – CLAUDIA GÖHLER

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Lauterbach Sachkundige Planung, Überwachung und Prüfung Bauakademie Hessen-Thüringen e.V20.4. bis 24.4. der Instandsetzung von Betonbauteilen nach ZTV-ING www.bauhut.de

und RiLi-SIB (BASt-Lehrgang)

Lauterbach Qualifizierte Führungskraft in der Betoninstandsetzung Bauakademie Hessen-Thüringen e.V20.4. bis 25.4. (RILI-SIB, ZTV-ING, DIN EN 1504) www.bauhut.de

Dresden Sachkundiger Planer für Betonerhaltung EIPOSab 23.4. www.eipos.de/weiterbildung

Dresden Sachverständiger für Schäden an Gebäuden – Stufe I EIPOSab 24.4. www.eipos.de/weiterbildung

Münster Münsteraner Tunnelbau-Kolloquium Fachhochschule Münster7.5. Prof. DIETMAR MÄHNER

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Arbeiten in …Spanien

Fünf Fragen an Miriam Haag; Dipl. Arch. ETH,Architektin, MBA; Projektpartnerin zuständig für denGeschäftsaufbau in Brasilien bei Drees & Sommer;zuvor von 2006 – 2009 bei Santiago Calatrava inValencia und von 2010 – 2011 bei Drees & Sommerauf Mallorca jeweils Projektleiterin

1. Sie haben Planung und Bau eines Hotelprojektes auf Mallorcain leitender Funktion bis zur kompletten Ausstattung betreut –Arbeiten auf Mallorca? Wie geht man da mit dem Urlaubs-Vorurteil um?Das gab es so manch leichtfertige Vorurteile wie „Du arbeitest aufMallorca? Dafür müsstest Du doch eigentlich Geld zahlen, anstattwelches zu bekommen“. An sich ist arbeiten auf Mallorca aber eherschwieriger als in anderen Teilen Spaniens: die Insellage erschwert denTransport von Menschen und Waren; strenge Restriktionen für Bautätig-keiten gelten während der Touristensaison (bzgl. Lärm, Staub, etc.);während eben dieser Hochsaison wird der Alltag von den Touristen starkerschwert (Flughafen voll, mehr Autoverkehr, Hotels ausgebucht, Mietensteigen, Restaurants sind voll); der Anspruch an die Bauqualität ist höher,da es sich wie in meinem Falle um ein Luxushotel handelte, dereninternationale Klientel befriedigt werden muss. Aber es gibt schon auchschöne Seiten an einem Einsatz in Mallorca. So kann man z. B. vor odernach der Arbeit noch eine Runde im Meer schwimmen, mallorquinischeSpezialitäten (z. B. Sobrasada, soz. spanisches Chorizo zum Streichen)und leckeren Rotwein auf mittelalterlichen Dorfplätzen zum Abendessengenießen, bei den Fahrten von und zum Flughafen die beeindruckendeLandschaft bewundern …

2. Wie stellte sich Ihnen die Wahrnehmung Ihrer spanischenKollegen gegenüber deutschen und Kollegen aus anderenLändern dar?Wir haben für das Projektmanagement innerhalb kürzester Zeit eine

lokale Mannschaft aus Architekten und Bauingenieuren zusammen-getrommelt gehabt, die alle ganz „heiß“ darauf waren, für

eines der führenden Unternehmen der deutschenImmobilien- und Baubranche arbeiten und von

seiner Expertise lernen zu können. Allerdingswar nicht alles immer „sonnig“, die verschie-denen Beteiligten mussten zunächst Vertrauen

ins lokale Know-how entwickeln. Diesprachliche Komponente tat vermutlich ihr

Übriges dazu, da es bei einer Kommunika-tion in Englisch zwischen Nicht-Mutter-sprachlern sicherlich zu gewissen

Informationsver lusten und/oderMissverständ nissen kam.

Miriam HaagDipl. Arch. ETH, Architektin, MBA

„Spanien wird aus der Durststrecke umso präparierter für die Globalisierung hervorgehen“

WISSENSWERTES ZUM SPANI-SCHEN BAU-ARBEITSMARKT IMÜBERBLICK:

– erforderliche PapiereAls EU-Bürger prinzipiell Niederlas-sungsfreiheit, wenn auch einigeGemeinden inzwischen angeblich denNachweis eines Arbeitsplatzes für dieRegistrierung fordern. Als Ausländererhält man dann die NIE (Número deIdentidad de Extranjero – Ausländer-nummer), die man ab dann fürsämtliche administrativen Vorgängebenötigt (Krankenversicherung,Bankkonto, SIM-Karte, etc.).

– praktische Hinweise für Einreise undAlltagAuto kann man aus Deutschlandeinführen, sollte dieses aber nachspätestens 6 Monaten ummelden, waslokale Werkstätten und Autohändleranbieten. Ansonsten üblicherweiseAnreise aus Deutschland per Flugzeug.Eher langwierig: Bus oder Fähre ausz. B. Italien.Bei Behördengängen muss man sich oftauf lange Wartezeiten gefasst machen.Und, falls noch keine Spanischkennt-nisse vorhanden, auf jeden Fall einenÜbersetzer mitnehmen.

Zusätzlich zur gesetzlichen Krankenver-sicherung haben viele Spanier eineprivate Krankenversicherung, die denBesuch von privaten Praxen undKrankenhäusern erlaubt, wasnormalerweise Wartezeiten bei derBehandlung durch Spezialistenvermeidet.

– offene Stellen in welchen BereichenWeiterhin ist der Arbeitsmarkt sehrangespannt, was weiterhin vieleSpanier dazu veranlasst, auf Jobsucheins Ausland zu gehen.

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Aber auch die Spanier – dabeisollte man ja eigentlich nichtgeneralisieren – zeigten zum Teil eine gewisse Skepsisgegenüber Ausländern z. B.gegenüber den Einwanderern ausOsteuropa, Afrika oder Südameri-ka. Heute bieten diese Ländervielen Spaniern Arbeit, wie z. B.Mexiko, Panama, Peru oderBrasilien.

3. „Arquitecto“ und „arquitecto técnico/aparejador“ – welche Rollekommt diesen beiden Positionen auf der Baustelle zu?Der „arquitecto“ ist der planende Architekt, der mit seinem Master dieZulassung in die örtliche Architektenkammer erhält, um z. B. Bauanträgeeinzureichen. Der „arquitecto técnico“, im Volksmund „aparejador“gennant, ist dagegen für die Ausschreibung und Qualitätssicherung aufder Baustelle verantwortlich. Dabei kann der „arquitecto técnico“ direktbeim Architekten angestellt sein oder seine Dienste sowohl demArchitekten als auch dem Bauherren direkt anbieten. Zusammen formensie ein starkes Gespann im Namen des Bauherren und der Baukultur,denn sie haben Kraft ihres Amtes Weisungsbefugnis gegenüber denausführenden Firmen und können, z. B. im Falle von ausstehendenZahlungen, die finale Unterschrift unter die Bauabnahme verweigern,ohne die die öffentlichen Versorger (Strom, Wasser, Gas) nicht liefern.

4. Sie haben das Platzen der Blase auf dem spanischen Baumarkterlebt. Wie gingen die Menschen damit um?2006 bin ich noch zur Boom-Zeit nach Spanien gegangen. Alle kauftenWohnungen, Ferienhäuser am Strand oder in den Bergen, jeder wollteseinen Schnitt machen, denn die Preise schienen unaufhaltsam zusteigen. Abgesehen davon neigt man in Spanien traditionell dazu, zukaufen und nicht zu mieten. Die Stärke, mit der das Platzen der Immobi-lienblase Spanien getroffen hat, scheint mir trotzdem unverhältnismäßig.Aber man ließ sich nicht entmutigen und ich habe viel von dieserKreativität gelernt, aus misslichen Situationen das Beste zu machen. Vondaher glaube ich, dass Spanien aus dieser Durststrecke umso präparierterfür die Globalisierung hervorgehen wird, sei es in Bezug auf Ausbildung,oder Flexibilität und Innovationen

5. Würden Sie heute wieder ein Projekt in Spanien übernehmenwollen?Jederzeit, wenn auch aktuell auf Grund meiner beruflichen Tätigkeit nichtangedacht. Denn in Spanien vereint sich m. E. eine gewisse europäischeGrundordnung mit einer entspannteren Latinomentalität, abgesehen vonden netten Menschen, dem leckeren Essen und Trinken sowie dem gutenWetter. Aber auch die Architektur ist meines Erachtens herausragend undbietet die Basis für eine spannende Arbeit vor Ort.

Arbeiten in …Spanien

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AUF EIN WORTWas mich bis heute fasziniert an Spanien ist das Thema „Essen“. Ein deftiges „Almuerzo“ (meine Lieblingsmahlzeit)gegen 11 Uhr mit einer leckeren Tortilla Española zwischen Besprechungen oder Betonagen, das Mittagessen ab14 Uhr (!) mit Vorspeise, Hauptspeise, Nachtisch und Kaffee sowie das Abendessen, das am Wochenende schonauch mal erst um 23 Uhr anfangen kann. Dabei sind die Inhalte der Speise- und Weinkarte auch immer ein beliebtesGesprächsthema, von dem aber auch alle viel zu verstehen scheinen. Köstlich!

Alhambra, Granada Spanien

Sagrada Familia Spanien

– GehälterDurch den o. g. angespannten Arbeitsmarktsind die Gehälter dramatisch gesunken, sodass für eine qualifizierte Ingenieursstellemax. € 40.000 Jahresgehalt drinnen sind.Einstiegsgehälter ab ca. € 20.000.

– SteuernMwSt. beträgt aktuell 21%. Ca. 25% Abzugvom Bruttogehalt für Krankenversicherung,Lohnsteuer, Arbeitslosenversicherung undRente. Balearen, Kanaren und Enklaven Ceutaund Melilla mit Sonderbehandlungen.

– interessante LinksInstituto Cervantes (zur Vorbereitungaus Deutschland)

Goethe-Institut (vor Ort)

Webseite des Auswärtigen Amtes

Architektenkammer: www.cscae.com

Ingenieurskammer: www.ciccp.es

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

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

RedaktionProf. Dipl.-Ing. DDr. Dr.-Ing. E.h. Konrad BergmeisterDipl.-Ing. Kerstin GlückUniversität für Bodenkultur Wien,Institut für Konstruktiven IngenieurbauPeter-Jordan-Straße 82, A-1190 WienTel.: +43 (1)47654-5253, Fax: +43 (1)[email protected]

Wissenschaftlicher BeiratProf. Dr.-Ing. Dr.-Ing. E.h. Manfred CurbachTU Dresden, Institut für MassivbauD-01062 DresdenTel.: +49 (0)351/46337660, Fax: +49 (0)351/[email protected]

Prof. Dr.-Ing. Dipl.-Wirtsch.-Ing. Oliver FischerTU München, Lehrstuhl für MassivbauD-80290 MünchenTel.: +49 (0)89/28923038, Fax: +49 (0)89/[email protected]

Dr.-Ing. Lars MeyerDeutscher Beton- und Bautechnik-Verein E.V.Postfach 110512Kurfürstenstraße 129, D-10835 BerlinTel.: +49 (0)30/236096-0, Fax: +49 (0)30/[email protected]

Dr.-Ing. Karl MorgenWTM ENGINEERS GmbHBeratende Ingenieure im BauwesenBallindamm 17, D-20095 HamburgTel.: +49 (0)40/35009-0, Fax: +49 (0)40/[email protected]

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Amtsgericht Charlottenburg HRA33115BPersönlich haftender Gesellschafter:Wiley Fachverlag GmbH, WeinheimAmtsgericht Mannheim HRB 432736Geschäftsführer: Prof. (h.c. mult.) Dr. Peter GregorySteuernummer: 47013 / 01644Umsatzsteueridentifikationsnummer: DE 813496225

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Aktuelle BezugspreiseDie Zeitschrift „Beton- und Stahlbetonbau“ erscheint mit 12 Ausgaben pro Jahr. Neben „Beton-und Stahlbetonbau print“ steht „Beton- und Stahlbetonbau online“ im PDF-Format über den Online-Dienst WileyOnlineLibrary im Abonnement zur Verfügung.

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

Satz: TypoDesign Hecker GmbH, LeimenDruck: ColorDruck Solutions GmbH, LeimenGedruckt auf säurefreiem Papier.

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Beilagenhinweis:Diese Ausgabe enthält folgende Beilagen: Bildungszentren des Baugewerbes e.V., 47809 Krefeld; Technische Akademie Esslingen, 73760 Ostfildern

Beton- und Stahlbetonbau 110 (2015), Heft 1

Vorschau 2/2015

J. Hegger, G. Marzahn, F. Teworte, M. HerbrandZur Anwendung des Hauptzugspannungskriteriums bei der Nachrechnung bestehender SpannbetonbrückenIn einem Forschungsvorhaben wurden Bemessungsverfahren formuliert,die in die erste Ergänzung zur bestehenden Nachrechnungsrichtlinie im-plementiert wurden. Anhand einer Hohlkastenbrücke des Bundesauto-bahnnetzes werden die Anwendung erläutert und die wesentlichen Er-gebnisse dargestellt.

K. HavereschErfahrungen beim Nachrechnen und Verstärken von StraßenbrückenIm Beitrag wird über Erfahrungen berichtet, die bei der Nachrechnungvon ca. 200 Brücken in Nordrhein-Westfalen gewonnen wurden.

T. Zichner, E. PelkeErtüchtigung der Nibelungenbrücke WormsDie Ertüchtigung der Nibelungenbrücke über den Rhein bei Worms wareine sehr komplexe Maßnahme, da die Vorlandbrücken mit einer Strom-brücke, die eine der ersten im Freivorbau errichtete Spannbetonbrückeist, verknüpft sind. Der Bericht konzentriert sich auf die ungewöhnlichenBaumaßnahmen zur Ertüchtigung der Strom- und Vorlandbrücken.

B. Novák, E. Pelke, V. Boros, J. Reinhard, D. BergerEndverankerungen bei Instandsetzung von Talbrücken mit externer VorspannungDie Instandsetzung von bestehenden Massivbrücken durch externe Vor-spannung kann eine effiziente Maßnahme der Tragwerksertüchtigungdarstellen. Es erfolgte eine systematische Analyse dieser Art von Ver-

Zum Bild Anspannen der Querspannglieder bei der Ertüchtigung der Nibelungenbrücke in Worms

stärkungsmaßnahmen, um vorhandene und bisher nicht bekannte Defi-zite aufzuzeigen.

S. Lühr, K. Morgen, M. Wieser Stahlbetonfahrbahnplatte aus Fertigteilen mit Ortbeton -ergänzung beim Ersatzneubau der Brücke HorsterdammDie alte Straßenbrücke Horsterdamm wies erhebliche Schäden auf undmusste ersetzt werden. Die neue Brücke wurde als Stabbogenbrückemit einer Stahlbetonfahrbahn als Verbundkonstruktion geplant und rea-lisiert, wobei zahlreiche Leitungen ein Verschalen auf der Unterseitenahezu unmöglich machten.

Ph. Hadl, R. della Pietra, K. Huy Hoang, E. Pilch, N. V. TueErstanwendung von UHPC als direkt befahrener Aufbeton beider Integralisierung einer bestehenden Brücke in ÖsterreichUltrahochleistungsbeton hat großes Potenzial für die Verstärkung beste-hender Bauwerke. Die Umsetzung bei diesem Pilotprojekt erfolgt durchden Einsatz einer dünnen UHPC Schicht, die eine Tragfähigkeitserhö-hung bewirken und gleichzeitig die Abdichtung sowie den bituminösenBelag ersetzen soll.

J. Akkermann, A. HewenerSeismische Isolierung des Gebetssaals der Großen Moscheevon AlgerienIn Algier entsteht derzeit die drittgrößte Moschee der Welt in einerseismisch hoch aktiven Zone. Erdbebenentwurf und -bemessung desGebäudes werden beschrieben und die normativen Besonderheiten beiPlanung, Ausschreibung und der Ausführung der Konstruktion gemäßEuro-Normen vorgestellt.

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Beton- und Stahlbetonbau

Maurer Söhne GmbH & Co. KGFrankfurter Ring 193, 80807 MünchenTelefon +49 89 32394–0Telefax +49 89 32394–[email protected]

Bauwerkschutzsysteme

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BAUWERKSLAGER | DEHNFUGEN | ERDBEBENVORRICHTUNGEN | SCHWINGUNGSDÄMPFER | MONITORING

↑ SOCAR Tower, Aserbaidschan

Aufgabenstellung: Vermeidung vonBauwerksbeschleunigungen des flam-menförmigen, 200 m hohen Bauwerks bei Wind und Erdbeben.

Projektumfang: 1 MAURER Massen-pendeldämpfer MTMD mit 450 t Pen-delmasse und Hydraulikdämpfer MHDbedämpft 0,32 Hz und +/– 400 mmBewegung; Monitoringsystem für Be-wegung und Beschleunigung.

↑ Donau City Tower, Österreich

Aufgabenstellung: Reduzierung derBauwerkbeschleunigungen aus Wind und Erdbeben am 220 m hohen Ge-bäude, um ausreichenden Komfortzu schaffen.

Projektumfang: 2 MAURER adaptive Hydraulikdämpfer für bis zu 80 kN Dämpfkraft und +/– 700 mm Bewe-gung, bedämpfen das 300-t-Masse-Pendel. Monitoringsystem für Bewe-gung, Kraft und Beschleunigung.

↑ Moschee Algiers, Algerien

Aufgabenstellung: Die drittgrößte Moschee der Welt braucht einen in-novativen Erdbebenschutz, für eine Dauer von 500 Jahren.

Projektumfang: 246 Gleitpendella-ger mit Rotationsgelenk (Vorgabe 3 %dynamische Reibung und 2.400 mm effektiver Radius), 80 MAURER Hy-draulikdämpfer MHD für 2.500 kN Dämpfkraft.

↑ Signature Bridge, Indien

Aufgabenstellung: Bauwerkschutz am neuen Wahrzeichen in Delhi mit über 150 m hohem geneigtem Pylon mit asymmetrischen Seilen.

Projektumfang: 38 MAURER MSM® Kalottenlager, davon 2 Pylonlager, welche je 23.000 t Auflast tragen. Dies entspricht dem Gewicht von ca. 15.000 Mittelklasse PKW‘s. Als Sonderbauteil leiten 8 Pendellager je 17.500 kN Kräfte aus den Rück-spann-Seilen in die Fundamente ab.

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Beton und Stahlbetonbau 01/2015 free sample copy

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