Instandsetzung von Stahlbetonbauwerken im Iran -...

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Instandsetzung von Stahlbetonbauwerken im Iran -- Der Einfluß der Eigenschaften von “Iran-Beton” in einem feuchtheißen Klima auf die Beständigkeit des Verbundes zwischen einem Instandsetzungssystem und dem instandzusetzenden Altbeton -- vorgelegt von Diplom--Ingenieur Tayebeh Parhizkar aus Teheran, Iran Vom Fachbereich 9 -- Bauingenieurwesen und Angewandte Geowissenschaften der Technischen Universität Berlin zur Erlangung des akademischen Grades Doktorin der Ingenieurwissenschaften --Dr.-Ing. -- genehmigte Dissertation Berlin 2000 D 83

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Instandsetzung von Stahlbetonbauwerken im Iran-- Der Einfluß der Eigenschaften von “Iran-Beton” in einem feuchtheißen Klima auf die

Beständigkeit des Verbundes zwischen einem Instandsetzungssystem und deminstandzusetzenden Altbeton --

vorgelegt vonDiplom--IngenieurTayebeh Parhizkar

aus Teheran, Iran

Vom Fachbereich 9 -- Bauingenieurwesen und Angewandte Geowissenschaftender Technischen Universität Berlin

zur Erlangung des akademischen Grades

Doktorin der Ingenieurwissenschaften-- Dr.-Ing. --

genehmigte Dissertation

Berlin 2000D 83

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Instandsetzung von Stahlbetonbauwerken im Iran-- Der Einfluß der Eigenschaften von “Iran-Beton” in einem feuchtheißen Klima auf die

Beständigkeit des Verbundes zwischen einem Instandsetzungssystem und deminstandzusetzenden Altbeton --

vorgelegt vonDiplom--IngenieurTayebeh Parhizkar

aus Teheran, Iran

Vom Fachbereich 9 -- Bauingenieurwesen und Angewandte Geowissenschaftender Technischen Universität Berlin

zur Erlangung des akademischen Grades

Doktorin der Ingenieurwissenschaften-- Dr.-Ing. --

genehmigte Dissertation

Promotionsausschuß :

Vorsitzender : Prof. Dr. Dr.h.c.mult. Peter Jan PahlBerichter : Prof. Dr.-Ing. Bernd HillemeierBerichter : Prof. Dr.-Ing. Matthias Maultzsch

Tag der wissenschaftlichen Aussprache : 20. Juli 2000

Berlin 2000D 83

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Instandsetzung von Stahlbetonbauwerken im Iran

-- Der Einfluß der Eigenschaften von “Iran-Beton” in einem feuchtheißen Klima auf dieBeständigkeit des Verbundes zwischen einem Instandsetzungssystem und deminstandzusetzenden Altbeton --

Diplom-Ingenieur Tayebeh Parhizkar

Abstract

Am Persischen Golf herrschen für Stahlbetonbauwerke besonders aggressiveUmweltbedingungen, die durch subtropisches Klima intensiviert werden. Die infolge solcherklimatischen Verhältnisse geschädigten Betonbauteile müssen durch geeigneteReparaturmaßnahmen instandgesetzt werden. Um eine dauerhafte Instandsetzung mit einemzementgebundenen Reparatursystem zu gewährleisten, müssen bestimmte Randbedingungenerfüllt sein.

Zur Untersuchung der besonderen Aspekte von Betonreparaturen am Persischen Golf wurdenTrockenmörtel und eigens entwickelte Reparaturmörtel unter Verwendung vonKunststoffdispersion und Silikastaub hergestellt. Die Reparaturmörtel wurden anhand derParameter mechanische Eigenschaften, physikalische Eigenschaften, chemische Beständigkeitund Dauerhaftigkeit des Verbundes zwischen Betonuntergrund und Reparaturmörtel unternormalen Laborbedingungen und unter den dem Persischen Golf entsprechendenLaborbedingungen vergleichend untersucht. Anschließend wurde anhand vonFelduntersuchungen an bestehender Bausubstanz am Persischen Golf die Schadensursache vorund nach der Instandsetzung mittels zerstörungsfreier Prüfung und teilweise zerstörenderBetonversuche festgestellt.

Die Laboruntersuchungen haben gezeigt, daß durch Wahl geeigneter organischer Zusatzstoffedie Dichtigkeit des Reparaturmörtels und die Dauerhaftigkeit des Verbundes zwischenBetonersatzsystem und Altbeton erheblich verbessert werden können.

Felduntersuchungen haben gezeigt, daß die Ursache der Korrosionsschäden auf geringeBetondeckung, minderwertige Betonqualität und einen hohen Chloridgehalt im Betonzurückzuführen sind. Vergleichsmessungen nach der Instandsetzung haben gezeigt, daß nach derörtlichen Instandsetzung das Gleichgewicht der Chloridverteilung verändert wurde. Deshalbkönnte durch Rückdiffusion von Chlorid aus dem nichtentfernten Altbeton ein erhöhtesKorrosionsrisiko entstehen, so daß der Beton keinen ausreichenden Schutz vor Korrosiongewährleisten kann. Auch die anodischeWirkung des Bewehrungsstahls konnte nicht durch eineStahlbeschichtung auf Epoxidharzbasis verhindert werden.

Die Forschungsarbeit hat ergeben, daß dauerhafter Reparaturmörtel für Betonbauwerke amPersischen Golf eine besonders sorgfältige Untergrundvorbehandlung, einen Mörtel mitStyrolbutadien oder Methacrylat und Portlandzement mit mittlerem C3A-Gehalt und einemWasserzementwert zwischen 0,35 und 0,40 erfordern. Die EigenschaftendesZementsteinsdurchdie Kunststoffadditive schwanken in Abhängigkeit vom Zement. Eignungsprüfungen unterörtlichen Witterungsbedingungen sind unerläßlich. Besonders wichtig ist die intensive undmöglichst lange Nachbehandlung bei Vermeidung großer Temperaturgradienten an derMörteloberfläche während der Nachbehandlung.

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Repair of Reinforced Concrete in Iran

-- The influence of properties of “Iran concrete” in a warm, humid climate on the durability ofthe bond between the repair mortar and the existing concrete --

Diplom-Ingenieur Tayebeh Parhizkar

Abstract

The Persian Gulf is characterised by particularly aggressive environmental conditions,intensified by a subtropical climate. Concrete structural elements, which have been damaged bythese climatic conditions, must be restored by suitable repairmethods. In order to assure adurablerestoration, utilizing a cement based system of repair, certain conditions must be satisfied.

In order to investigate the special aspects of concrete repairs at the Persian Gulf, modifiedready-mademortars and specially developed repair mortars, containing polymer dispersions andsilica fume were prepared. The repair mortars were investigated on a comparative basis inlaboratory conditions simulating normal conditions versus Persian Gulf conditions. Theparameters which were investigated were mechanical properties, physical properties, chemicalstability and durability of the bond between the substrate and the repair mortar. Subsequently,causes of damage prior to repair, and after repair, were determined in field investigations ofexisting structures at the Persian Gulf through nondestructive, and partially destructive concretetests.

The laboratory investigations have shown that the impermeability of the repair mortar, and thedurability of the bond between the repairmortar and the substrate, maybe substantially improvedby adding suitable organic additives.

The field investigations have shown that corrosion damage is caused by inadequate concretecover, inferior concrete quality, and high chloride content of the concrete. Comparativemeasurements after restoration have shown that the equilibrium of the chloride distribution wasmodified by localised repair work. As a result, the risk of corrosion may be increased bybackdiffusion of chloride from the remaining substrate, so that the concrete does not provideadequate protection of the steel against corrosion. Anodic protection of the reinforcing steelcould not be achieved by coating the steel with epoxy.

The research work has shown that durable repair-mortars for reinforced concrete structuresrequire a very thorough pretreatment of the damaged concrete surface, a mortar containing theadditives Styrolbutadien or Methacrylat, and Portland cement with a medium content of C3Aand a water cement ratio between 0,35 and 0,4. The properties of the polymeric additives areinfluenced by the cement. Therefore, performance tests under real weather conditions arenecessary. Along and intensive curing period using water, which minimises the temperaturegradients on the mortar surface, and which is maintained as long as possible, is of the utmostimportance.

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Vorwort

Die vorliegende Arbeit entstand während meiner Tätigkeit als wissenschaftlicheMitarbeiterin am “Building and Housing Research Center, Teheran -- Iran”.

Mein besonderer Dank gilt Herrn Prof. Dr.-Ing. Bernd Hillemeier für die stete Förderung,seine Diskussionsbereitschaft und seine wertvollen Anregungen.

Herrn Prof. Dr.-Ing. Matthias Maultzsch und Herrn Prof. Dr.-Ing. A. A. Ramezanianpourdanke ich für das Interesse an der Arbeit, die Mitübernahme der Berichterstattung sowie fürdie zahlreichen wichtigen Hinweise.

Herrn Prof. Dr. Peter Jan Pahl danke ich für die Übernahme des Prüfungsvorsitzes imPromotionsausschuß.

Ich danke Frau Dipl.-Ing. Nargess Mozafarie ganz herzlich für die Hilfe bei der Durch-führung der experimentellen Untersuchungen. Besonders danke ich auch Herrn Dr. ParvizGhoddousie und Herrn Dr. Abdollah Ehteshami für die fachlichen Gespräche.

Weiterhin gilt mein Dank den Mitarbeitern des “Building and Housing Research Center”,besondersHerrnHosseinMehregan,HerrnKhosroFayzadeh, HerrnSayedAliMierbagherieund Herrn Mehran Ghaderie, die mir durch ihre tatkräftige Hilfe die umfangreichenUntersuchungen in Labor und Feld ermöglicht haben.

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IInhaltsverzeichnis

1.0 Einleitung und Zielsetzung 1. . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . .

2.0 Klimatische Einflüsse auf die Dauerhaftigkeit des Betons 4. . . . . . . . . . . . . . . .

2.1 Allgemeines 4. . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . .

2.2 Klimatische Bedingungen in der Golfregion 6. . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . .

2.2.1 Probleme der Dauerhaftigkeit von Betonbauwerken in der Golfregion 6. . . . . . . . .

2.2.1.1 Einfluß des Warmklimas 6. . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . .

2.2.1.2 Aggressive Salze 7. . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . .

2.2.2 Vorhandene klimatische Bedingungen in der Golfregion 7. . . . . . . . . . . . . . . . . . . .

2.2.2.1 Lufttemperatur 8. . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . .

2.2.2.2 Windgeschwindigkeit und deren Richtung 9. . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . .

2.2.2.3 Luftfeuchtigkeit und Verdunstung 9. . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . .

2.2.2.4 Meerwassertemperatur 12. . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . .

2.2.2.5 Salzgehalt des Meerwassers 12. . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . .

2.3 Physikalische Angriffe 13. . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . .

2.3.1 Allgemeines 13. . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . .

2.3.2 Temperatur 13. . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . .

2.3.2.1 Zugbruchdehnung des jungen Betons 15. . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . .

2.3.3 Feuchte 17. . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . .

2.3.3.1 Schwinden 19. . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . .

-- Setzen des Frischbetons 21. . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . .

-- Kapillarschwinden 21. . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . .

-- Chemisches Schwinden 23. . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . .

-- Karbonatisierungsschwinden 24. . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . .

2.4 Chemische Angriffe 25. . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . .

2.4.1 Allgemeines 25. . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . .

2.4.2 Treibende Angriffe 26. . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . .

2.4.2.1 Kalktreiben 26. . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . .

2.4.2.2 Sulfattreiben 26. . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . .

2.4.2.3 Alkalitreiben 27. . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . .

2.4.2.4 Magnesiatreiben 28. . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . .

2.4.2.5 Mg--Salzlösungen 28. . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . .

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IIInhaltsverzeichnis

2.4.3 Lösende Angriffe 30. . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . .

2.4.3.1 Säureangriffe 30. . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . .

2.4.3.2 Angriffe durch Laugen 33. . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . .

2.4.3.3 Angriffe durch austauschfähige Salze 34. . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . .

2.4.3.4 Angriff durch weiches Wasser 34. . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . .

2.4.3.5. Angriffe durch Meerwasser 34. . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . .

2.5 Korrosion von Stahl in Beton 37. . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . .

2.5.1 Allgemeines 37. . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . .

2.5.2 Einleitungs- und Schädigungszeiträume 37. . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . .

2.5.3 Korrosionsprozeß 39. . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . .

2.5.4 Depassivierung durch Karbonatisierung 40. . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . .

2.5.5 Depassivierung durch Chlorideinwirkung 40. . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . .

3.0 Diagnose und Ursachenfindung von Schäden 43. . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . .

3.1 Allgemeines 43. . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . .

3.2 Messungen und Analyse-Aufstellung einer Schadensdiagnose 43. . . . . . . . . . . . . .

4.0 Instandsetzungskonzept 45. . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . .

4.1 Allgemeines 45. . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . .

4.2 Verfahren zur Instandsetzung von Betonoberflächen 45. . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . .

4.2.1 Die Oberflächenverbreitung 45. . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . .

4.2.2 Korrosionsschutz der Bewehrung 46. . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . .

4.2.3 Haftbrücke 47. . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . .

4.2.4 Reparaturmörtel und Beton 48. . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . .

4.2.5 Abschließende Schutzmaßnahmen 49. . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . .

4.3 Zementgebundene Reparaturmörtel und Beton 50. . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . .

4.3.1 Allgemeines 50. . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . .

4.3.2 Betonausgangsstoffe 50. . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . .

4.3.2.1 Zement 50. . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . .

4.3.2.2 Betonzuschlag 52. . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . .

4.3.2.3 Anmachwasser 54. . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . .

4.3.2.4 Betonzusatzmittel 55. . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . .

4.3.2.5 Betonzusatzstoff 57. . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . .

4.3.2.5.1 Silikastaub 58. . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . .

4.3.2.6 Organische Betonzusatzstoffe 61. . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . .

4.3.2.6.1 Thermoplastische Dispersion 61. . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . .

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IIIInhaltsverzeichnis

4.3.3 Zusammensetzung von zementgebundenem Reparaturmörtel 62. . . . . . . . . . . . . . .

4.3.4 Struktur von Zementstein und Beton 63. . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . .

4.3.5 Eigenschaften von zementgebundenen Reparaturwerkstoffen 67. . . . . . . . . . . . . . .

4.3.5.1 Festigkeit und Verformungsverhalten 67. . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . .

4.3.5.2 Verformungen durch Schwinden 69. . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . .

4.3.5.3 Verformung durch Temperaturveränderung 70. . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . .

4.3.5.4 Einfluß der Feuchtigkeit 71. . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . .

4.3.5.5 Chemische Beständigkeit 73. . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . .

4.3.6 Beanspruchungen von Reparaturmörtel 73. . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . .

4.3.7 Der Verbund zwischen Unterbeton und zementgebundenem Reparaturmörtel 74. .

5.0 Versuchsprogramm 75. . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . .

5.1 Laborversuche 76. . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . .

5.1.1 Versuchsmaterialien und ihre charakteristischen Eigenschaften 76. . . . . . . . . . . . .

5.1.1.1 Zement 76. . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . .

5.1.1.2 Zuschlag 77. . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . .

5.1.1.3 Silikastaub 77. . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . .

5.1.1.4 Kunststoffdispersion 77. . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . .

5.1.1.5 Betonverflüssiger bzw. Fließmittel 77. . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . .

5.1.2 Untersuchte Instandsetzungsmörtel 78. . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . .

5.1.2.1 Zusammensetzung und Herstellung eigens entwickelter Mörtel 78. . . . . . . . . . . . .

5.1.2.2 Zusammensetzung und Herstellung von Trockenmörtel 80. . . . . . . . . . . . . . . . . . .

5.1.2.3 Frischmörtelkennwerte 81. . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . .

5.1.2.4 Nachbehandlung und Laborbedingungen 81. . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . .

5.1.3 Verbundfestigkeit zwischen Altbeton und Betonersatzsystem 82. . . . . . . . . . . . . . .

5.1.3.1 Grundkörperbetonherstellung und Lagerung 82. . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . .

5.1.3.2 Haftbrücke 82. . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . .

5.1.4 Versuchsdurchführung im Labor 83. . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . .

5.1.4.1 Biegezug- und Druckfestigkeit 83. . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . .

5.1.4.2 Elastizitätsmodul 83. . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . .

5.1.4.3 Schwinden 83. . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . .

5.1.4.4 Kapillare Wasseraufnahme 84. . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . .

5.1.4.5 Wasserpermeabilität (ISA-Test) 84. . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . .

5.1.4.6 Gesamtoffene Porösität durch Wasseraufnahme 85. . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . .

5.1.4.7 Prüfverfahren zur Bestimmung des Chloridwiderstands 85. . . . . . . . . . . . . . . . . . .

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IVInhaltsverzeichnis

5.1.4.8 Prüfverfahren zur Bestimmung des Sulfatwiderstands 86. . . . . . . . . . . . . . . . . . . . .

5.1.4.9 Verbundverhalten 87. . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . .

5.1.4.9.1 Vorbehandlung und Beschichtung der Betonkörper 87. . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . .

5.1.4.9.2 Haftzugfestigkeit 87. . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . .

5.2 Felduntersuchungen 88. . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . .

5.2.1 Felduntersuchungen vor der Instandsetzung 88. . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . .

5.2.2 Felduntersuchungen nach der Instandsetzung 88. . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . .

5.2.2.1 Beurteilung des Erfolges der instandgesetzten Objekte 88. . . . . . . . . . . . . . . . . . . .

5.2.3 Versuchsdurchführung im Feld 90. . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . .

5.2.3.1 Potentialmessung 90. . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . .

5.2.3.1.1 Grundlagen der Potentialmessung 90. . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . .

5.2.3.1.2 Durchgeführte Potentialmessung 92. . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . .

5.2.3.2 Betondeckung 93. . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . .

5.2.3.3 Rückprallprüfung 93. . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . .

5.2.3.4 Druckfestigkeit durch Bohrkernproben 93. . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . .

5.2.3.5 Druckfestigkeit durch Ausziehversuch (CAPO -- TEST) 93. . . . . . . . . . . . . . . . . . .

5.2.3.6 Bestimmung der Karbonatisierungstiefe 93. . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . .

5.2.3.7 Chlorideindringungstiefe 94. . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . .

5.2.3.8 Rißbreitenmessung 94. . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . .

5.2.3.9 Wasserpermeabilität durch ISA--Verfahren 94. . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . .

5.2.3.10 Oberflächenzugfestigkeit 94. . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . .

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VInhaltsverzeichnis

6.0 Ergebnisse 95. . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . .

6.1 Auswertung der Versuchsergebnisse unter normalen und dem Persischen Golfentsprechenden Laborunterbedingungen 95. . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . .

6.1.1 Mechanische Eigenschaften 95. . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . .

6.1.1.1 Druckfestigkeit 95. . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . .

6.1.1.2 Elastizitätsmodul 99. . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . .

6.1.1.3 Biegezugfestigkeit 102. . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . .

6.1.2 Physikalische Eigenschaften 105. . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . .

6.1.2.1 Schwinden 105. . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . .

6.1.2.2 Kapillare Wasseraufnahme 109. . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . .

6.1.2.3 Wasserpermeabilität - ISA10-Wert 113. . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . .

6.1.2.4 Gesamte offene Porösität 115. . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . .

6.1.3. Chemische Beständigkeit 116. . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . .

6.1.3.1 Eindringen von Chlorid 116. . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . .

6.1.3.2 Sulfatwiderstand 121. . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . .

6.1.4 Verbundfestigkeit zwischen Untergrundbeton und Betonersatzsystem 124. . . . . . .

6.2 Zusammenfassende Bewertung der Ergebnisse der Laboruntersuchungen 129

6.2.1 Mechanische Eigenschaften 132. . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . .

6.2.2 Physikalische Eigenschaften 133. . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . .

6.2.3 Chemische Beständigkeit 135. . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . .

6.2.4 Verbundfestigkeit zwischen Untergrundbeton und Betonersatzsystem 136. . . . . . .

6.3 Auswertung der Ergebnisse aus den Felduntersuchungen vor derInstandsetzung 137. . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . .

6.3.1 Visuelle Beobachtung 137. . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . .

6.3.2 Rißbreiten und Rißart 137. . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . .

6.3.3 Chloridgehalt 139. . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . .

6.3.4 Sulfatgehalt 141. . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . .

6.3.5 Karbonatisierungstiefen 143. . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . .

6.3.6 Potentialfeldmessung 143. . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . .

6.3.7 Betondeckung 145. . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . .

6.3.8 Oberflächenzugfestigkeit 146. . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . .

6.3.9 Rückprallwerte 147. . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . .

6.3.10 Druckfestigkeit durch Bohrkernproben 148. . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . .

6.3.11 Druckfestigkeit durch Ausziehversuche (CAPO-Test) 149. . . . . . . . . . . . . . . . . . . .

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VIInhaltsverzeichnis

6.4 Zusammenfassende Bewertung der Ergebnisse aus den Felduntersuchungenvor der Instandsetzung 150. . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . .

6.4.1 Visuelle Beobachtungen 150. . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . .

6.4.2 Rißbreiten und Rißart 151. . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . .

6.4.3 Chloridgehalt 151. . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . .

6.4.4 Sulfatgehalt 152. . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . .

6.4.5 Karbonatisierung 152. . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . .

6.4.6 Potentialfeldmessung 152. . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . .

6.4.7 Betondeckung 152. . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . .

6.4.8 Oberflächenzugfestigkeit 153. . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . .

6.4.9 Rückprallwerte 153. . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . .

6.4.10 Druckfestigkeit durch Bohrkernproben 153. . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . .

6.4.11 Druckfestigkeit durch Ausziehversuche (CAPO-Test) 153. . . . . . . . . . . . . . . . . . . .

6.5 Auswertung der Ergebnisse aus den Felduntersuchungen nach derInstandsetzung 154. . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . .

6.5.1 Visuelle Beobachtungen 154. . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . .

6.5.2 Chloridgehalt 155. . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . .

6.5.3 Karbonatisierungstiefen 156. . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . .

6.5.4 Potentialfeldmessung 158. . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . .

6.5.5 Verbundverhalten 160. . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . .

6.6 Zusammenfassende Bewertung der Ergebnisse aus denFelduntersuchungen nach der Instandsetzung 163. . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . .

6.6.1 Visuelle Beobachtung 163. . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . .

6.6.2 Chloridgehalt 163. . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . .

6.6.3 Karbonatisierungstiefen 164. . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . .

6.6.4 Potentialfeldmessung 164. . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . .

6.6.5 Verbundverhalten 165. . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . .

7.0 Zusammenfassung 166. . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . .

7.1 Laborergebnisse 166. . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . .

7.2 Feldergebnisse 168. . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . .

7.3 Ausblick 169. . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . .

8.0 Literaturverzeichnis 170. . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . .

Verwendete Abkürzungen und Bezeichnungen 188. . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . .

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1Einleitung und Zielsetzung

1 Einleitung und Zielsetzung

Im Laufe der Zeit wurde der Baustoff Beton als dauerhafter Baustoff betrachtet. Dies gilt auchfür den verwendeten Bewehrungsstahl, der durch die hoheAlkalität des Betons einen guten Kor-rosionsschutz aufweist. Doch zeigt sich heute, daß die Lebensdauer von Betonbauwerken vonihrer Nutzung und den Umweltbedingungen, denen sie ausgesetzt sind, stark abhängig ist. Sowirken neben den rein physikalischen Beanspruchungen, wie z.B. Zug, Druck, Biegung undTemperatur, vor allem chemische Einflüsse, die je nach Einsatzort durch unterschiedliche Luft-,Grundwasser- oder Niederschlagszusammensetzung verschieden sein können, auf den Beton einund können die Beständigkeit und die Dauerhaftigkeit beeinträchtigen.

Ist die Beständigkeit der Betonbauwerke gegenüber den oben genannten Einflüssen nichtsichergestellt, wird ihre Brauchbarkeit und, im ungünstigsten Fall, auch ihre Sicherheitverringert. Um diese wieder herzustellen, müssen zusätzliche finanzielle Mittel aufgebrachtwerden, wodurch die Wirtschaftlichkeit des Bauwerks gemindert wird. So liegen in denIndustrieländern der EG, Japan und USA die jährlichen Verluste durch Korrosionsschäden beietwa 3 bis 4 % des Bruttoinlandproduktes [1]. In der Bundesrepublik Deutschland liegen nachdem Bauschadensbericht der Bundesregierung die volkswirtschaftlichen Verluste durchBauschäden im Jahr weit über 10 Mrd. DM [2].

In großen Teilen des Irans, besonders am Persischen Golf, herrscht subtropisches Klima vor,welches wegen besonderer Umweltbedingungen hohe Anforderungen an Betonbauwerke stellt.So liegt die Luftfeuchtigkeit in dieser Region imMittel bei 65 %. Die Temperaturen schwankenzwischen 13 °Cbis 41°C.Auf derOberfläche dunkler sonnenbestrahlter Bauwerke können sogarTemperaturen über 80 °C erreicht werden. Durch die Nähe des Golfes, der im Vergleich zuanderen Weltmeeren durch höhere Salzgehalte gekennzeichnet ist, sind im größeren Umfangauch aggressive Ionen, wie z.B. SO42--, Cl-- und Gase, wie CO2, in der Luft enthalten. Durch dasgleichzeitige Vorhandensein von hoher Feuchtigkeit, Temperatur und Salz werden dieBetonbauwerke durch mehrere Angriffsmechanismen gleichzeitig beansprucht. Darin liegt einwesentlicher Unterschied zu den mitteleuropäischen Verhältnissen.

In den letzten Jahren wurden zahlreiche Betonbauwerke im Iran am Persischen Golfinstandsetzungsbedürftig, was auch auf verschiedene Mängel innerhalb der Bauplanung und-ausführung zurückgeführt werden kann, wie z.B.

-- ungeeignete Betonrezeptur für das vorhandene Klima,-- ungleichmäßige oder nicht ausreichende Betondeckung der Bewehrung,-- mangelnde Nachbehandlung des Betons und somit unzureichende oberflächennaheBetonqualität

-- keine ausreichende Qualitätssicherung und/oder Überwachungsmaßnahmen.

Zusätzlich zeigt sich, daß mit hohem Kostenaufwand ausgeführte Instandsetzungen anBetonbauwerken oftmals keineswegs die erwartete Dauerhaftigkeit zeigen, so daß eineperiodische Instandsetzung der Instandsetzung zu befürchten ist.

Es ist zweifelhaft, ob die Instandsetzungen von Betonbauteilen, die unter Beachtung derinternationalen Normen, Richtlinien, Empfehlungen geplant und ausgeführt werden,ausreichende Dauerfestigkeit auch unter den oben genannten Bedingungen im Iran erreichen.

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2Einleitung und Zielsetzung

Den derzeitigen Stand der Technik und die Instandsetzungsprinzipien für den Korrosionsschutzder Bewehrung in Deutschland sind in Rili SIB 90 (Richtlinien zum Schutz und Instandsetzungvon Betonbauwerken) und ZTV-SIB (Vorschriften des Bundesverkehrsministeriums) definiert[3; 4]. In den ENV 1504 (Protection and Repair of Concrete Structures) werden die Prinzipienfür den Schutz und die Instandsetzung der Bewehrung und des Betons für den eropäischen Raumerweitert [5]. Die geltenden Regelwerke stellen fest, daß instandgesetzte Bauwerke dann dauer-haft sind, wenn sie bei jedem Einzelangriff unbeeinflußt bleiben.

Betrachtet man die besonderen Umstände, die durch das feuchtheiße Klima im Iran auftreten, sokommt es sehr häufig zukombiniertenAngriffen, die imwesentlichen simultan ablaufen und sichgegenseitig beeinflussen. Zur Beurteilung der Schärfe eines kombinierten Angriffes ist dieKenntnis der kombinierten Entwicklungsmechanismen dringend erforderlich, da sich dieAggressivität in der Regel nicht aus einer Addition der Schärfe der Einzelangriffe ergibt.

Da diemeisten heutigenBauschäden amPersischenGolf durch eine kombinierteBeanspruchungverursacht werden, besteht für diese Region ein spezieller Forschungsbedarf. Ziel jederInstandsetzungsmaßnahme muß es sein, den Korrosionsschutz der Bewehrung dauerhaftwiederherzustellen. Dazu müssen sowohl die Ursachen und Zusammenhänge, die zumKorrosionsschaden geführt haben, als auch die Konsequenzen der einzelnenInstandsetzungsschritte klar erkannt und verstanden werden. Es ist besonders darauf zu achten,daß bei der Vielzahl verschiedener in Kontakt kommender Materialien, z.B. Altbeton,Bewehrungsstahl, Instandsetzungsmörtel und Beschichtungen Unverträglichkeiten möglichsind. Daher müssen die für die Instandsetzung eingesetztenMaterialien aufeinander abgestimmtsein.

Die vorliegende Arbeit setzt sich mit der prinzipiellen Vorgehensweise bei der Instandsetzungvon Betonbauwerken auseinander, die in einem aggressiven Klima kombiniertenKorrosionsangriffen ausgesetzt sind. Da zu dieser Thematik keine systematischenUntersuchungen vorliegen und die Zusammenhänge aufgrund der Vielzahl sich gegenseitigbeeinflussender Parameter komplex sind, besteht das Ziel der Arbeit darin, systematischeUntersuchungen der Beziehungen zwischen den klimatischen Bedingungen und derVerträglichkeit der Instandsetzung mit dem Zustand des jeweiligen Bauwerks durchzuführen.Außerdem müssen sowohl der Diffusionswiderstand des eingesetzten Instandsetzungsmörtelsgegen chemisch aggressive Ionen (SO42, Cl--) als auch dieBeständigkeit desVerbundes zwischenInstandsetzungsmörtel undAltbeton sichergestellt werden. Die Forschungsergebnisse sollen alsGrundlage zweckmäßiger Sanierungsverfahren für Betonbauwerke im Iran dienen.

In diesem Zusammenhang werden Fertigmörtel und eigens entwickelte Mörtel untersucht, diezumTeil einen großenWiderstand gegen korrosive Einflüsse unter normalenLaborbedingungenund simulierten aggressiven Umweltbedingungen aufweisen.

Hierfür wurden zwei Trockenmörtel und fünf eigens entwickelte Reparaturmörtel unterVerwendung von Kunststoffdispersion und Silikastaub hergestellt. Die Reparaturmörtel wurdenanhand der Parameter auf mechanische Eigenschaften, physikalische Eigenschaften, chemischeBeständigkeit und Dauerhaftigkeit des Verbundes zwischen Betonuntergrund undReparaturmörtel unter normalen Laborbedingungen und unter dem Persischen Golfentsprechenden Laborbedingungen vergleichend untersucht.

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3Einleitung und Zielsetzung

Die Problemstellung wurde in folgenden Schritten behandelt :

-- Untersuchung der mechanischen und physikalischen Eigenschaften und der Dauerhaftigkeitverschiedener Reparaturmörtel (Fertigmörtel bzw. eigenst entwickelter Mörtel) unternormalen Laborbedingungen und unter simulierten aggressiven Umweltbedingungen,

-- Feststellung der Dauerhaftigkeit des Verbundes zwischen Untergrund und Reparaturmörtelunter normalen Laborbedingungen und unter simulierten aggressiven Umweltbedingungen,

-- Ursachenforschung am Objekt mittels zerstörungsfreier und teilweise zerstörenderBetonversuche und Bestimmung des Ausmaßes der Betonschäden,

-- Beurteilung desErfolges der instandgesetztenObjektemittels teilweise zerstörender Prüfung.

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Stand der Wissens 4

2 Klimatische Einflüsse auf die Dauerhaftigkeit des Betons

2.1 Allgemeines

EinVergleich desBaustoffesBetonmit anderenBaustoffen, wie z. B.Holz oder Stahl, zeigt einenbedeutenden Unterschied: VomMischen des Betons, d. h. dem eigentlichen Herstellungsprozeßbis zumErreichen der Gebrauchseigenschaften vergeht eine Zeitspanne, in der sich die verschie-denen Eigenschaften erst entwickeln. Der Beton durchläuft dabei verschiedeneReaktionsphasen[95].

Die Dauerhaftigkeit der Betonkonstruktionen wird heute aus technologischer Sicht in Normendurch Mindestanforderungen an die Betonzusammensetzung, insbesondere Wasserzementwertund Zementgehalt, sowie durch Anforderungen an die Ausgangsstoffe und die Nachbehandlungsichergestellt. Es zeigt sich jedoch, daß die Lebensdauer von Betonbauwerken von ihrer Nutzungund den Umweltbedingungen, denen sie ausgesetzt sind, stark abhängig ist.

Eine wesentliche Voraussetzung für Entwurf, Bemessung und Ausführung einer dauerhaftenBetonkonstruktion ist die Kenntnis der Umweltbedingungen, denen die Konstruktion währendihrer vorgesehenen Nutzungsdauer aber auch während der Bauausführung ausgesetzt ist. DieVeränderung oder Schädigung von Beton durch äußere Einflüsse hängt entscheidend von derArtder Intensität des Auftreten von aggressiven Medien in der Luft, im Wasser und im Boden ab.Diesem Umstand versucht man in Normen dadurch gerecht zu werden, daß die klimatischenBedingungen, denen der Beton während seiner Nutzung ausgesetzt ist, in verschiedeneUmweltklassen eingeteilt werden [Hilsdorf 99].

Tabelle 2--1: Zusammenfassung der Umweltbedingungen nach ENV 206 [Hilsdorf 99]

Unterklasse

1 2a 2b 3 4a 4b 5a 5b 5c

trocken feucht Meerwasser chemischer Angriff

ohne mit Taumittelund

ohne mit schwach mittel stark

Frost Frost

Für wichtige Umweltbedingungen sind in Eurocode (EC 2) oder in der Europäischen Vornorm(ENV 206) verschiedeneUmweltklassen definiert. Die Klassifizierung ist der Tabelle 4.1 (EC 2)und der Tabelle 2 (ENV 206) zu entnehmen [101, 102]. Die DIN 1045 gibt eine solcheKlassifizierung nur in Verbindung mit der erforderlichen Betondeckung (Tabelle 10 der DIN1045). Die Tabelle 2 der ENV 206 läßt sich entsprechend Tabelle 2--1 zusammenfassen [99].

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Stand der Wissens 5

Die Umweltklassen der ENV 206 erfassen jene Bedingungen, die für die Dauerhaftigkeit desBetons maßgebend sind. Sie berücksichtigen jedoch nicht im vollem Umfang die für dieKorrosion der Bewehrung imBeton relevantenBedingungen. ImEntwurf der ENV206 1995--07wird daher zwischen folgenden Hauptgruppen von Umweltbedingungen unterschieden, dieanschließend weiter unterteilt werden :

− Keine Gefahr von Korrosion (der Bewehrung) oder anderen Angriffen (auf den Beton),

-- Korrosion (der Bewehrung) ausgelöst durch Karbonatisierung,

− Korrosion (der Bewehrung) ausgelöst durch Chloride,

− Korrosion (der Bewehrung) ausgelöst durch Meerwasser,

− Frost-- und Tauwechsel,

− Chemische Angriffe.

Für die verschiedenen Umweltklassen sind verschiedene Schädigungsmechanismen von Bedeu-tung, die z.T. unterschiedliche betontechnologische und konstruktive Maßnahmen erfordern.

Außer den oben genannten Angaben geht aus der Norm hervor, daß Beton je nach der zu erwar-tendenBeanspruchungsart besondere Eigenschaften aufweisenmuß, umdauerhaft zu sein. DieseRegeln besitzen aber nur so lange Gültigkeit, wie die Bedingungen zutreffen, unter denen sie er-arbeitet worden sind. In der heutigen Zeit hat sich der Massenbaustoff Beton zu einem High--tech--Produkt entwickelt, welches immer seltener nur aus den Grundkomponenten Wasser, Ze-ment und Zuschlag hergestellt wird. Dem Beton werden in verstärktem Maße eine Vielzahl vonZusatzstoffen und –mitteln zugegeben, die seine Gebrauchseigenschaften beeinflussen können.Somitwirdman in die Lage versetzt, auf die speziellenAnforderungen an den Beton einzugehen.Eswird aber auch schwierig, die in den Normen und Richtlinien geforderten Vorgaben einzuhal-tenund somit dieBeständigkeit zugarantieren. In diesemFall ist ein direktes Prüfverfahren erfor-derlich, um eine sichere und präzise Voraussage der Dauerhaftigkeit unter den klimatischen Be-dingungen zu erreichen [Setzer 103].

Der Einfluß vonUmwelteinflüssen auf die Beständigkeit von Beton ist seit mehreren Jahren Ge-genstand intensiver Forschung, sowohl durch Auslagerungsversuche als auch durch Bauwerks-beobachtungen. Dabei war das Augenmerk auf das Verhalten unter Einzelangriffen physikali-scher oder chemischer Herkunft mit hoher Intensität gerichtet. Der atmosphärische Angriffbesteht jedoch inWirklichkeit aus der Summevonmehreren, imwesentlichen simultan ablaufen-den und sich gegenseitig beeinflussenden Teilangriffen, also einer komplexen Beanspruchung.Jeder der Teilangriffe für sich betrachtet ist nur von geringer Intensität. Die geltenden Regel-werke unterstellen, daß Betone dann ausreichend dauerhaft sind, wenn sie unter den stärkstenTeilangriffen beständig sind. Für die meisten heutigen Betonbauwerke im Iran ist dies nicht derFall.

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Stand der Wissens 6

2.2 Klimatische Bedingungen in der Golfregion

2.2.1 Probleme der Dauerhaftigkeit von Betonbauwerken in der Golfregion

Die Probleme bei der Dauerhaftigkeit von Betonbauwerken in derGolfregion sind hauptsächlichauf zwei Einflußfaktoren zurückzuführen. Zum einen ist es die Betonage bei hoher Temperaturund gleichzeitiger Abnahme der Luftfeuchtigkeit sowie das Vorhandensein von Wind undSonnenstrahlung im Warmklima und zum anderen das Vorhandensein von aggressiven Ionen,wie z.B. CO2, SO42--, Cl-- und andere. Diese Einflußfaktoren beeinflussen nicht nur dasBetongefüge, sondern auch die mechanischen Eigenschaften.

2.2.1.1 Einfluß des Warmklimas

NachACICommittee305 [82] verstehtmanunterWarmklimaeineKombinationvon hoherLuft-temperatur, niedriger Luftfeuchtigkeit und hoher Windgeschwindigkeit unter Mitwirken vonSonneneinstrahlung.Nach [Macmillan21] verstehtman unterWarmklimaLufttemperaturenvonmehr als 35°C im Schatten. Dabei werden im Durchschnitt 320 W/m@ an Sonnenenergie ein-gestrahlt. Am Persischen Golf werden diese Temperaturen erreicht. Die eingestrahlte Sonnen-energie erreicht Werte von 350 W/m@. In Tabelle 2--2 kann man die unterschiedlichen klimati-schen Bedingungen verschiedener Regionen ersehen. Hieraus ist zu erlesen, daß das obendefinierte Warmklima in der Golfregion vorliegt.

Tabelle 2--2 : Geographische Aufstellung der Stationen mit sehr warmen klimatischen Bedingungen übermehr als 4 Monaten im Jahr [ Macmillan 21]

Geographische Gebiete AnalysierteStandorte

Sehr warmeklimatischeStandorte

Aktuelle Standorte der Wetterstationen mit sehrwarmen klimatischen Bedingungen über mehr

als 4 Monate im Jahr

Nordamerika 72 2 Death Valley, Kalifornien undPhoenix im Staat Arizona

Europa inc. Rußland 130 0

Zentral-- und Südamerika 43 0

Karibische Inseln 15 0

Pazifische Inseln 26 0

Australien 19 0

Naher Osten 48 0

Indischer Subkontinent 26 3 Dehli in Indien, Jacobabad undPeshawr in Pakistan

Arabische Halbinsel 12 12 Abu Dhabi, Bahrain, Al Ain, Doha, Dubai, Shar-jah, Kuwait, Muscat, Jeddah, Riad, Jemen

Mittlerer Osten 15 5 Irak (2), Iran (1), Israel (1), Syrien (1)

Afrika 85 15 Sahara, Sahelzone, Standorte entlang desRoten Meeres

Total 491 37

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Stand der Wissens 7

Diese genannten Faktoren üben ein besonders negativenEinfluß auf die Qualität des frisch erhär-teten Betons aus. Dabei sind die hohen Lufttemperaturen und eine Abnahme der relativen Luft-feuchtigkeit in warmem Klima bedeutsamer für die Qualität des Betons als die Windgeschwin-digkeit. Besonders kritische Bereiche werden erreicht, wenn die Temperatur ansteigt oder dieLuftfeuchtigkeit abnimmt oder eineKombination von beiden Faktoren auftritt. Liegengleichzei-tig hohe Temperaturen und geringe Luftfeuchtigkeiten vor, so tritt eine extreme Beanspruchungauf. Kommt der Wind zusätzlich noch dazu, der über die verschiedenen Jahreszeiten sich verän-dert, so müssen stärkere Schutzmaßnahmen für den Beton vorgenommen werden als z.B. beifeuchtwarmen Klimabedingungen.

Der Einfluß vonWarmklima auf dieQualität desBetons im “grünen” und “jungen” Zustand kannwie folgt beschrieben werden.

a) negative Einflüsse von Warmklima auf frischen Beton

− wegen der großen Verdunstung von Betonwasser und der Abnahme der Verarbeitungszeitist im Warmklima ein großer Wasserzementwert notwendig,

− wegen der Beschleunigung der ErstarrungdesBetonskommt eszu zusätzlichenProblemenbei dem Transport, dem Einbau, dem Verdichten und der Nachbehandlung,

− frühzeitiger Austrocknungsbeginn durchWind und niedrige Luftfeuchte verstärkt die Ver-kürzung des Betons,

− infolge des Schwindens kommt es zur plastischen Verformung und Rißbildung,

b) negative Einflüsse von Warmklima auf erhärteten Beton

− aufgrund des hohen Wasserzementwertes wird die Betonfestigkeit verringert,

− aufgrund der hohen Betontemperatur wird der Hydrationsprozeß beschleunigt und eskommt zu einer unvollständigen und inhomogenen Bildung von Hydrationsprodukten, diedamit verbundene Porositätszunahme begünstigt das Eindringen aggressiver Stoffe.

2.2.1.2 Aggressive Salze

Hinsichtlich der Schäden an Betonbauwerken haben der Boden, das Grundwasser und dasMeer-wasser mit den hohen Chlorid-- und Sulfatgehalten einen großen Einfluß. Am Persischen Golfsind aber die Einflüsse der aggressiven Salze unverhältnismäßig stärker als in anderen Regionender Erde. Deshalb liegt hier das härtereKlima für Betonbauwerke vor.Nachfolgendwerdendieseklimatischen Bedingungen der Golfregionen erläutert.

2.2.2 Vorhandene klimatische Bedingungen in der Golfregion

Auf die Aggressivität der Umgebung am Persischen Golf wirken eine Vielzahl von verschiede-nen Größen ein, die je nach Häufigkeit und Ausprägung unterschiedliche Anforderungen an dieBetonbauwerke stellen. Zum einen beeinflussen die Lufttemperatur, die Windgeschwindigkeitund deren Richtung sowie die Luftfeuchtigkeit bzw. Verdunstung die Lebensdauer von Beton-bauwerken. Durch dieNähe zumMeer sind der Einfluß derWassertemperatur und der Salzgehaltvon Bedeutung.

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2.2.2.1 Lufttemperatur

Die Lufttemperaturen der Golfregion sind im Vergleich zu mitteleuropäischen Verhältnissenverhältnismäßig hoch. Am Beispiel der Stadt Bandar Abbas, die in Golfnähe liegt, sindnachstehend in Tabelle 2--3 die gemittelten monatlichen Lufttemperaturen über das Jahraufgelistet. Die Unterschiede zwischen den Monaten Februar und September sind anschaulichBild 2--1 zu entnehmen.

Tabelle 2--3 : Mittlere Lufttemperaturen für die Stadt Bandar Abbas am Persischen Golf

Mittlere Lufttemperaturen in °C

Monat max. mittlereLufttemperatur

min. mittlereLufttemperatur

mittl. täglicheLufttemperatur

Januar 23,2 13 18,1

Februar 24,5 14,9 19,7

März 28,1 18,2 23,2

April 31,5 21,6 26,6

Mai 36,2 25,4 30,8

Juni 38,4 28,5 33,6

Juli 38,3 30,5 34,5

August 37,9 30,5 34,2

September 37,2 28,4 32,8

Oktober 35,2 24,3 29,8

November 30,2 18,8 24,5

Dezember 25,5 14 19,7

Die Schwankungen der minimalen mittleren Lufttemperatur im kältesten Monat variieren zwi-schen 9 °C bis 13 °C, die des wärmsten Monats zwischen 37,9 °C bis 41 °C. Auf der Oberflächevon Betonbauwerken sind sogar Temperaturen von 75 °C bis zu 80 °C möglich.

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JanuarAugust

minimale Lufttemperatur

niedrigste mittlere Lufttemperatur

höchste mittlere Lufttemperatur

maximale Lufttemperatur

25

41

23

38

13

30

9

26

0

5

10

15

20

25

30

35

40

45

Lufttemperaturin˚C

Monat

Bild 2--1 : Lufttemperaturunterschiede zwischen demwärmsten unddem kältestenMonat amPersischenGolf [55]

2.2.2.2 Windgeschwindigkeit und deren Richtung

Die normalerweise vorliegende Windrichtung ist Nordwest. Die durchschnittlichenWindgeschwindigkeiten in einigen Teilen Europas sind mit denen der Golfregion identisch. Inder Golfregion sind in den ersten vier Monaten des Jahres die Windgeschwindigkeiten größer.Auch der Anteil der Windstärken von mehr als 17 km/h ist um 25 % größer als in europäischenKüstengebieten [58].

2.2.2.3 Luftfeuchtigkeit, Verdunstung

Wie die Temperaturen verändern sich auch die relativen Luftfeuchtigkeiten im Verlauf desJahres. Die Luftfeuchtigkeit variiert zwischen einem minimalen Wert von 48 % und einemmaximalen Wert von 81,5 %. Die mittlere monatliche Luftfeuchtigkeit liegt zwischen 60 % imMonat Mai und 74 % im Monat Januar. Tabelle 2--4 zeigt die mittlere Luftfeuchtigkeit für dieStadt Bandar Abbas in den verschiedenen Monaten und zu verschiedenen Tageszeiten.

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Tabelle 2--4 : Mittlere Luftfeuchtigkeit für die Stadt Bandar Abbas am Persischen Golf

Mittlere Luftfeuchtigkeit in %

Monat gegen 6.30 Uhr gegen 12.30 Uhr mittlere täglicheLuftfeuchtigkeit

Januar 76 54 65

Februar 81,5 48 67,75

März 78 57 67,5

April 75 57 66

Mai 70,5 54 62,25

Juni 74 57,5 65,25

Juli 77 61 69

August 77 61 69

September 76 57,5 66,75

Oktober 78,5 55,5 67

November 70 49 59,5

Dezember 70 49 59,5

Durchschnitt -- -- 65,54

Die täglicheLuftfeuchtigkeit imwärmsten und im kältestenMonat ist amBeispiel der Stadt Ban-dar im Bild 2--2 gezeigt.

Ein weiterer Einflußfaktor ist das Zusammenwirken von hoher Temperatur und Wind, der dieVerdunstung von Wasser aus der Erdoberfläche beschleunigt. Dadurch verstärkt sich die Kon-zentration aggressiver Salze auf der Bodenoberfläche erheblich. Bild 2--3 zeigt den Verlauf derVerdunstung des Regenwassers in der Golfregion [56].

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MaiAugust

Januar

minimale Luftfeuchtigkeit

niedrigste mittlere Luftfeuchtigkeit

mittlere monatliche Luftfeuchtigkeit

höchste mittlere Luftfeuchtigkeit

maximale Luftfeuchtigkeit

90 9096

7077 76

60 63

74

5461

54

22

32

42

0

10

20

30

40

50

60

70

80

90

100

Luftfeuchtig

keitin%

Monat

Bild 2--2 : Relative Luftfeuchtigkeit am Persischen Golf

Verdunstung

Bild 2--3 : Unterschied zwischen Niederschlag und Verdunstung an den Beispielen London und der Golfregion[Walker 56]

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2.2.2.4 Meerwassertemperatur

Die Temperaturunterschiede des Meerwassers vom Persischen Golf schwanken im kältestenMonat Februar zwischen 16 °Cbis21 °Cund imwärmstenMonat September von32 °Cbis 36 °C.Bild 2--4 zeigt die Temperaturschwankungen in den Monaten Februar und September.

Februar

September

minimale Temperatur

mittlere Temperatur

maximale Temperatur

36

21

32

16

0

5

10

15

20

25

30

35

40

Temperaturin˚C

Monat

Bild 2--4 : Wassertemperaturunterschiede zwischen demwärmsten und dem kältestenMonat am PersischenGolfnach Civil Aviaition Directory, Meterologial Office Bahrain [55]

2.2.2.5 Salzgehalt des Meerwassers

Laboruntersuchungen haben gezeigt, daß der Salzgehalt am Persischen Golf im Vergleich zuanderen Weltmeeren höher ist. Tabelle 2--5 gibt einen Überblick über die mittlereZusammensetzung desMeerwassers am Persischen Golf in Bezug auf die wichtigsten den Betonangreifenden Stoffe. Zum Vergleich sind die Zusammensetzungen von anderen Weltmeerenangegeben.

Tabelle 2--5: Salzgehalte verschiedener Gewässer

Einheit PersischerGolf

Mittelmeer Nordsee AtlantischerOzean

Baltikum

Kalium mg/l 450 420 400 430 180

Calzium mg/l 430 470 430 410 190

Magnesium mg/l 1460 1780 1330 1500 600

Sulfat mg/l 2720 3060 2760 2540 1250

Natrium mg/l 12400 11560 11050 9950 4980

Chlorid mg/l 21450 21380 19890 17830 8960

Salzanteil % 3,89 3,87 3,59 3,26 1,62

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Stand des Wissens 13

2.3 Physikalische Angriffe

2.3.1 Allgemeines

Bauteile, die der Witterung ausgesetzt sind, unterliegen täglichen und jahreszeitlichenVeränderungen. Temperatur, Feuchte, Wind und Sonnenstrahlung am Tag und nächtlicheAbkühlung führen zu gravierenden Feuchte- und Temperaturänderungen, die in jedemBauteilquerschnitt ein nichtlineares Feuchte- oder Temperaturfeld erzeugen. Infolge vonTemperaturschwankungen, insbesondere bei schockartiger Abkühlung der Oberfläche einerBetonkonstruktion, können Risse entstehen. Darüberhinaus können Risse entstehen, wenn diebehinderte Verformung die Zugbruchdehnung des Betons erreicht, bzw. wenn die bei behinderterVerkürzung entstehenden Zugspannungen die Betonzugfestigkeit erreichen.

Eine Austrocknung des Betons verursacht ein Schwinden des Zementsteins und daraus resultierendEigen- undZwangsspannungen, die ebenfallsRisse zur Folgehaben können.Häufiger Feuchte-undTrockenwechsel kann die Rißbildung und damit die Schädigung des Betons verstärken. Außerdemwird bei zu starkem und intensivem Austrocknen durch Sonne, Wind oder Zugluft bei niedrigerLuftfeuchte die Rißbildung begünstigt. Die Gefahr der Rißentstehung ist bei wasserreichem Betonbesonders ausgeprägt. Frühschwindrisse sind dadurch zu vermeiden, daß der eingebaute Betonmöglichst schnell und gründlich vor dem Austrocknen geschützt wird.

2.3.2 Temperatur

Wie bei anderen Stoffen hat auch bei Beton eine Temperaturbeanspruchung eine Volumenänderungzur Folge. Die daraus resultierende Längenänderung ergibt sich aus der Ausgangslänge l, der Tem-peraturdifferenz ∆T und der Temperaturdehnzahl αbT zu ∆l = αbT ¡ l ¡ ∆T. Diese Verformungenkann der Beton nicht mehr ungehindert ausführen, wenn er zu erstarren und zu erhärten beginnt.

Bei Behinderung der Temperaturdehnung entstehen Temperaturspannungen, deren Größe von derLängenänderung ∆l, von den Abmessungen und konstruktiven Gegebenheiten des Bauteils, vomVerformungsvermögen des Betons, des Zementsteins und der Zuschläge und von derGeschwindigkeit der Temperaturänderung des Bauteils abhängig ist. Wegen des unterschiedlichenVerhaltens von Zementstein und Zuschlag haben Temperaturänderungen auchGefügespannungenzur Folge [Hilsdorf 99].

Die Gesamtwärmedehnung des Beton setzt sich nach [Dettling 125] zusammen aus der wahren undder scheinbaren Wärmedehnung. Bei Stoffgemengen und festem Verbund der einzelnenBestandteile, also auch bei (erhärtetem) Beton addieren sich dazu mechanische Dehnungen dereinzelnen Gemengeteile, die zur Erfüllung der Verformungsbedingungen an den Grenzflächen derTeile erforderlich sind. Beide Faktoren zusammen werden als wahre Wärmedehnung des Stoffes(Stoffgemengen) bezeichnet.

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Stand des Wissens 14

Körper mit kapillarer Struktur oder gar quellungsfähige Substanzen erfahren durch die Temperatur-veränderungen infolge von kapillaren Kräften und absorptiver Vorgänge zusätzliche mechanischeVolumenänderungen. Diese “scheinbare Wärmedehnung” setzt das Vorhandensein von bewegli-chem Wasser im betrachteten Körper voraus. Sie beruht auf Feuchtigkeitsbewegungen im Körper,ohne daß sich der Gesamtwassergehalt der Probe ändert.

Wassergesättigte und extreme getrocknete Körper erfahrenMangels möglicher Feuchtbewegungenkeine scheinbare Wärmedehnung [Nolting 95].

Das aus [Dettling 125] entnommene Bild 2--5 zeigt beispielhaft die Abhängigkeit derWärmedehnzahl eines erhärteten Zementsteins vom Feuchtigkeitsgehalt der Probe. Die scheinbareTemperaturdehnung ist dabei stark abhängig von der Feuchtigkeit der Probe, wogegen die wahreTemperaturdehnung nahezu konstant ist und sich auch mit fortschreitender Erhärtung nichtmerklich ändert.

Bild 2--5 : Abhängigkeit der Temperaturdehnzahl vom Feuchtigkeitsgehalt [Dettling 125]

Die Temperaturdehnzahl des Betons ist von der Temperaturdehnzahl des Zuschlag, von derTemperaturdehnzahl des Zementsteins, vom Zuschlag bzw. Zementsteinanteil und vomFeuchtezustand des Beton abhängig.

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Im erhärteten Beton sind Zementstein und Zuschlagkörner fest miteinander verbunden. Solangedieser Verbund erhalten bleibt, d.h. solange es zu keiner Gefügelockerung kommt sind dieVerformungen der einzelnen Teilchen im Übergangsbereich gleich groß. Bei unterschiedlichenTemperaturdehnungszahlen der Teilchen überlagern sich daher Temperaturdehnung undmechanische Dehnung. Die Summe dieser Überlagerungen ist die Temperaturdehnung des Betons[Nolting 95]. Tabelle 2--6 zeigt Richtwerte für die Temperaturdehnzahl einiger Betone [Dettling125].

Da im allgemeinen der Zementstein eine größere Temperatur als der Zuschlag hat, erfährt er beieiner Temperaturerhöhung des Betons die Druckspannungen, die seine Ausdehnung begrenzen.

Für die Betoninstandsetzung ist es deshalb wichtig, Altbeton und Neubeton in ihrerZusammensetzung aufeinander abzustimmen. Wegen der Feuchtigkeitsabhängigkeit derTemperaturdehnungszahl des Betons ist eine gleichmäßige Feuchte bei Alt- und Neubetonanzustreben [Hillemeier et al. 5].

Tabelle 2--6 : Richtwerte für Temperaturdehnzahl αbT von Beton [Dettling 125]

Betonzuschlag Feuchtigkeits-zustand bei

f

Temperaturdehnzahl αbT in 10--6/Kvon Beton

mit einem Zementgehalt (kg/cm3) vonPrüfung 200 300 400 500 600

wassergesättigt 11,6 11,6 11,6 11,6 11,6Quarzgestein lufttrocken *) 12,7 13,0 13,4 13,8 14,2

wassergesättigt 11,1 11,1 11,2 11,2 11,3Quarzsand und Kies lufttrocken *) 12,2 12,6 13,0 13,4 13,9

wassergesättigt 7,9 8,1 8,3 8,5 8,8Granit, Gneis, Liparit lufttrocken *) 9,1 9,7 10,2 10,9 11,8Syenit, Trachyt, Diorit, Andesit, wassergesättigt 7,2 7,4 7,6 7,8 8,0y yGabbro, Diabas, Basalt lufttrocken *) 8,5 9,1 9,6 10,4 11,1

wassergesättigt 5,4 5,7 6,0 6,3 6,8dichter Kalkstein lufttrocken *) 6,6 7,2 7,9 8,7 9,8

*) bei 65 bis 70 % rel. Luftfeuchte und bis zum Alter von ca. 1 Jahr, danach etwas geringer

2.3.2.1 Zugbruchdehnung des jungen Betons

EinewesentlicheBeanspruchung von flächenhaft verbundenemNeubeton entsteht durch die Zwän-gungsspannung infolge Behinderung des ungleichen Schwindens zwischenNeu- undAltbeton. Fürdie Größe der Beanspruchung entscheidend sind der zeitliche Verlauf des Schwindens und die Ent-wicklung desElastizitätsmoduls. Demgegenüber steht die zeitlicheEntwicklung der Zugbruchdeh-nung, die zu keinem Zeitpunkt überschritten werden darf, wenn im Neubeton keine Risse entstehensollen. Bild 2--6 gibt eineÜbersicht über die zeitlicheEntwicklung der Zugbruchdehnung. Die Zug-bruchdehnung in den ersten Stunden ist sehr groß. Jedochwegen der schnellen Zunahme des Elasti-zitätsmoduls gegenüber der Festigkeit nimmt die Zugbruchdehnung danach stark ab. Nach Durch-laufen eines Minimums im Beton -- im Alter zwischen ca. 4 und 12 Stunden -- nimmt dieZugbruchdehnung bis zu einem Wert von ca. 0,1 mm/m zu.

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Bild 2--6 : Zeitliche Entwicklung der Zugbruchdehnung [Weigler 23]

Ausgehend von einer Zugbruchdehnung des Betons von εu = 0,1 ‰ und einerWärmedehnzahl αT = 10⋅10--6 wird zur Vermeidung von Rissen oft einTemperaturunterschied von ∆T = 10 K zwischen den über dem Querschnitt gemitteltenTemperaturen des behinderten und des behindernden Bauteils als maximal zulässige Grenzefestgelegt [Rawhouser 104]. Verschiedentlich wird auch ein Wert von ∆T = 12 K alszulässig erachtet [Wischers 13].Anhand des folgenden Beispiels wird die Gefahr der Rißbildung bei großemTemperaturunterschied veranschaulicht :

TS1 = 45 °C (Reparaturmörtel)TS2 = 25 °C (Betonuntergrund)αT = 10⋅10--6 (Beton)ε = αT⋅∆TSε = 10⋅10--6 ⋅ (TS1 -- TS2)ε = 10--5 (45 -- 25)

!ε = 2⋅10--4 [mm/m] ≙ 0,2 ‰ 0,2 ‰ > 0,1 ‰

In diesem Beispiel kommt es zur Rißbildung im Neubeton, weil die vorhandene Zugdehnungε = 0,2 ‰, verursacht durch Temperaturdifferenz zwischen Neu- und Altbeton, sehr vielgrößer als die Zugbruchdehnung εu = 0,1 ‰ des Betons ist.Um Risse zu vermeiden, können nachstehende Maßnahmen durchgeführt werden :

-- Geringe ErwärmungDer Beton soll sich durch Hydratation oder Sonneneinstrahlung in den ersten Stundenmöglichst wenig erwärmen. Damit wird dem Beton eine geringe plastische Stauchungaufgezwungen. Deshalb hat die Art der Nachbehandlung eine große Bedeutung. DurchgesprühtesWasser oder durch hellpigmentierte oder reflektierende Folien kann der durch dieSonnenstrahlung hervorgerufene Temperaturanstieg vermindert werden.

-- Langsames AbkühlenNach der Wärmeentwicklung soll sich der Beton langsam abkühlen. Langsam entstehendeZugspannungen können weitgehend durch Relaxation abgebaut werden.

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-- Verzögerung des AustrocknensBesonders hohe Rißgefahr besteht, wenn der Beton kurz vor Erreichen der Höchsttemperaturschnell austrocknen kann. Durch die dabei entstehende Verdunstungskälte wird er schnellerabgekühlt. Zusätzlich wird der Beton durch Schwinden beansprucht.

-- Auswahl geeigneter ZuschlägeZuschläge mit geringer Temperaturdehnung vermindern die Rißgefahr erheblich.

2.3.3 Feuchte

Schäden anBetonbauwerken, die auf dasEinwirken vonWasser zurückgeführtwerden können, sindje nach Standort von verschiedener Bedeutung. Fast bei allen Bauschäden ist jedoch Wasser inirgendeiner Formbeteiligt, da es praktisch vonallen Seiten auf einBauteil einwirkenkann. AuchdasFestigkeits-- und Verformungsverhalten zementgebundener Baustoffe ist vom Feuchtezustand undvom Feuchtewechsel abhängig, deren Einflüsse meistens unterschätzt werden.

Nach der Herstellung wird der Beton durch Witterungseinflüsse teilweise in seiner Oberflächen-schicht ausgetrocknet. Dabei verdunstet hauptsächlich das überflüssige Anmachwasser aus den ka-pillaren Poren. Er stellt sich somit eine Oberflächenschicht ein, die immer wieder austrocknet undanschließend zum größten Teil durch das kapillare Saugen von Kondenswasser wiederbefeuchtet.Mit steigender Temperatur kann es durch die verstärkteWasserabgabe zumAustrocknen des jungenBetons kommen. Eigenspannungen treten dann auf, wenn eine ungleichförmige nicht lineare Tem-peratur-- oder Feuchtverteilung über denBauteilquerschnitt vorhanden ist. AlsFolge derEigenspan-nung kann es zur Rißbildung kommen. Außerdem wird durch einen frühzeitigen Wasserentzug derHydratationsvorgang in der Randzone unterbrochen und damit die Porengrößenverteilung ganz er-heblich verändert.

Durch den Feuchtetransport lagern sich die vorhandenen Salze an der Betonoberfläche ab oderdurchdringen diese. Sie treten dann nach Verdunstung des Wassers als Ausblühung wieder auf derBetonoberfläche in Erscheinung. Liegt die Verdunstungsebene nicht an der Oberfläche, so lagernsich die Salze in den Kapillaren ab. Außerdem wird durch die Anwesenheit von Feuchtigkeit dieKarbonatisierung des Betons begünstigt. Nachteilig wirkt sich auch der mögliche Transport derChloride aus.

Für die Verformung des jungen Betons beim Austrocknen sind im wesentlichen drei Einflüsse be-stimmend:

-- der zeitliche Verlauf der Wasserverdunstung

-- die Verteilung und Bildung des Wassers im Beton

-- die Entwicklung der Festigkeit und des Verformungswiderstandes

Ein frühzeitiger Austrocknungsbeginn durch Wind und niedrige Luftfeuchte verstärkt noch dieVerkürzung des Betons.

InBild 2--7 ist die verdunsteteWassermenge inAbhängigkeit von der relativen Luftfeuchtigkeit, derTemperatur und der Bewegung der umgebenden Luft dargestellt [5, 82, 92, 93].

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Bild 2--7 : Verdunstete Wassermenge bezogen auf den Frischbetonoberfläche in Abhängigkeit von der relativenLuftfeuchtigkeit, Temperatur und Windgeschwindigkeit [5, 82, 92, 93]

Im Folgenden werden für zwei verschiedene Randbedingungen (a und b) abgelesene verdunsteteWassermengen (Wv ) aus Bild 2--7 miteinander verglichen :

a) normale Bedingungen :T = 20 °C , ϕ = 50 % V = 15 km/h ⇒ Wv = 0,6 kg/m2 h

b) dem Persischen Golf entsprechende Bedingungen :T = 35 °C , ϕ = 70 % V = 15 km/h ⇒ Wv = 0,9 kg/m2 h

Anhand folgender Beispiele werden die Ergebnisse aus Bild 2--7 veranschaulicht :

Für 1m3Betonmit 300 kg Zement und 150 lWasser beiW/Z = 0,5 ergibt sich 0,15 l/m2 hWasser füreine 1 mm dicke Betonschicht. Die verdunstete Wassermenge aus Bild 2--7 kann in Schichtdickenwie folgt ausgedrückt werden : im Fall a) ergibt sich eine Schichtdicke von 4 mm, im Fall b) eineSchichtdicke von 6 mm.

Die Folge derVerdunstung ist zum einender Entzugdes zurHydratation desBetons benötigtenWas-sers und zum anderen die Rißbildung an der Betonoberfläche. Die Beobachtungen zeigen, daß dieWasserabgabe stark von den Umweltbedingungen, d.h. von Temperatur, relativer Feuchte undWindbewegungen der Luft sowie von Sonneneinstrahlungen abhängig ist. Eine weitere Einfluß-größe sind die Bauteilabmessungen. Von der Feuchtigkeitsabgabe sind besonders die oberflächen-nahen Bereiche betroffen. Die Betoneigenschaften in diesem Bereich, wie Verschleißwiderstandund Dichtigkeit, bestimmen aber die Gebrauchsfähigkeit und Dauerhaftigkeit der Bauteile. Es sindalso Maßnahmen erforderlich, die auch in diesem Bereich ein Feuchtigkeitsangebot nach Höhe undDauer sicherstellen, das zu einer entsprechenden Hydratation führt [23].

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Stand des Wissens 19

Wird der Beton nach derAustrocknungwiederwassergelagert oder auf andere Art undWeise durch-feuchtet, so vergrößert sich sein Volumen wieder. Dieses Quellen beträgt nach der ersten Austrock-nung etwa 40 bis 80 % der vorangegangenen Schwindverformung [Schulz 105], [Czernin 106].Schließlich zeigt der Beton wie jeder andere poröse Baustoff Feuchtigkeitsdehnung: Bei Feuchtig-keitsaufnahme , z. B. durch Kondensation der Luftfeuchtigkeit in den Poren des Betons, besondersin den feinen Kapillaren und Gelporen des Zementsteins, wird der Beton länger. Verringert sich dieFeuchtigkeit, so kehrt sich dieser Prozeß um. Diese Feuchtigkeitsdehnungen sind deutlich kleinerals das Schwinden beim ersten Austrocknen. Der größere Teil dieser ersten Schwindverformung istnämlich irreversibel, wasmit Strukturveränderungen desZementgels beimAustrocknen imZusam-menhang gebracht wird [Schulz 105].

Die hygrische Verformung des Betons durch Schwinden und Quellen wird nach dem MünchnerModell maßgebend von der Oberflächenenergie der Gelpartikel und dem Spaltdruck deseindiffundierenden Wassers beeinflußt. Der Zement wirkt sich auf die hygrischen Verformungendirekt durch die Konzentration der Alkalien in der Porenlösung und indirekt über dieBeeinflussungder spezifischen Oberfläche des Zementgesteins aus [Wittmann 94].

Bei Betoninstandsetzungen kommt es zum Spannungsabbau durch Relaxation, deren Einfluß aberhäufig überschätzt wird. Der Relaxationsvorgang ist dem Kriechen verwandt. Er führt zumSpannungsabbau unter Beachtung der Dehnungsbedingung nach demHooke’schen Gesetzσ = E ε.Betrachtet man die tragbaren Zugspannungen eines Betons, die nur bei etwa 5 bis 10 % derDauerfestigkeit liegen, so ist der Spannungsabbau vernachläßigbar klein. Keine Entspannung wirddurch Relaxationsvorgänge in oberflächennahen Reperaturzonen erreicht, was sich in derSchwindrißbildung des Betons in jedem Alter zeigt [Hillemeier 5].

2.3.3.1 Schwinden

Als Schwinden wird die Verkürzung des unbelasteten Betons während der Austrocknung bezeich-net. Das Schwinden des Betons ist abhängig von mehreren Einflüssen, insbesondere sind diese :

a) Einfluß der Ausgangsstoffe und Betonzusammensetzung

Das Schwinden nimmt mit Zunahme des Zements und des Anmachwassergehalts zu, weildamit die schwindfähige Masse ansteigt [Bild 2--8]. Gleichzeitig übt der W/Z-Wert einengroßen Einfluß aus, weil mit Anstieg des W/Z-Wertes bei festem Zementgehalt die Porösitätdes Zementsteins und die durch Trocknung austreibbareWassermenge zunimmt [Hilsdorf 81],[Rostasy 64].

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Stand des Wissens 20

Bild 2--8 : Endschwindmasse von Beton, abhängig von Zement, Wasser und W/Z-Wert [Czernin 106]

Der Zuschlag schwindet nicht, sondern behindert das Schwinden des Zementsteins. Durch denZuschlag wird das Schwinden des Betons auf ca. das 0,1 bis 0,2-fache des Zementsteinsreduziert. Dabei entstehen aber im Betoninneren Gefügespannungen (innerer Zwang), die zuMikrorissen im Zementstein führen können. Weil der Zementstein ein altersabhängiger,viskoelastischer Stoff ist, ist das Schwinden größtenteils -- auch bei anschließenderWasserlagerung -- nicht umkehrbar [Hilsdorf 81].

b) Einfluß der UmgebungsbedingungenZwischen dem Schwinden und demWasserverlust durch Trocknen herrscht ein proportionalerZusammenhang [Rostasy 64]. Dementsprechend ist, wie in Bild 2--9 gezeigt, dasEndschwindmaß um so größer, je niedriger die relative Luftfeuchte ist.

Bild 2--9 : Endschwindmasse nach DIN 4227, Bl. 1 [119]

Das Endschwindmaß nimmt bei geringer werdendem Alter, bei Trocknungsbeginn und beiabnehmender Bauteildicke zu. Beide Effekte sind mit dem irreversiblen Anteil derSchwindverformungen in jungem Alter zu erklären.

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Stand des Wissens 21

Setzen des Frischbetons

Frischbeton ist ein Gemenge aus verschiedenen Bestandteilen mit unterschiedlicher Dichte :Zement, Zuschlag und Wasser. Unter dem Einfluß der Schwerkraft sinken die spezifischenschweren Feststoffteile ab, während Wasser bzw. eine wasserreiche Zementschlämme an derOberfläche abgesondert wird.

Betone mit hohem Wassergehalt oder mit ungeeigneter Zusammensetzung (z.B. schlechtesZusammenhaltvermögen) neigen zu nachträglichem Setzen. Das Setzen der schweren Teile imBeton wird dabei durch Bewehrung, Einbauten und Ausspannungen behindert. Dies kann zuStörungen im Betongefüge (Hohlstellen unter Stäben oder Zuschlagkörnern) und zu Rissen führen,die parallel zu oder über den obenliegenden Bewehrungsstäben verlaufen. Diese Risse können,wenn sie zugänglich sind, in den ersten Stunden (1 bis 4 h) nach dem Einbringen, je nach Zementartund Temperatur, durch Nachverdichten geschlossen werden. Bei zu spätem Nachverdichten lassensich dieRisse nichtmehr schließen, u.U. wird dabei sogar dasBetongefüge zerstört [Reinhardt 120].

Kapillarschwinden

Nach der Formänderung desBetons durch dasWasserabstoßen ist dasKapillarschwinden oder früheSchwinden zu nennen. Mit Schwinden wird jede Volumenverringerung infolge Wasserabgabebezeichnet.

Im Zement des erstarrenden und noch plastisch verformbaren Frischbetons tritt durch dasAbsetzender Zementkörner, das gleichzeitige Abstoßen von Zugabewasser, das Verdunsten dieses Wasseroder das Aufsaugen durch Schalung und Zuschläge eine natürliche Raumverminderung desZementleims ein. Das Schwindmaß hat die Größenordnung von etwa 0,5 % in 24 h und hängt vonder Zementart und besonders von der Wassermenge ab, die an der Betonoberfläche verdunstet[Lindner 121] [Kasai et. al. 122]. Diese Wassermenge steigt mit der Windgeschwindigkeit undZunahme der Temperatur, die am Bauteil herrscht, mit der Abnahme der relativen Luftfeuchtigkeitund mit dem Anstieg der Luft- und Betontemperatur.

Bild 2--10 zeigt dasAustrocknungsverhalten vonBeton inAbhängigkeit vonWindgeschwindigkeit,relativer Luftfeuchte und dem Temperatureinfluß [Lerch 123].

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Stand des Wissens 22

Bild 2--10 : Austrocknungsverhalten von Beton in Abhängigkeit von Windgeschwindigkeit, relativerLuftfeuchtigkeit und dem Temperatureinfluß [Lerch 123]

Sobald die an der Oberfläche verdunstendeWassermenge größer ist als dieWassermenge, die durchdas Setzen der Zuschläge und Zementkörner aus dem Inneren des Baukörpers nach oben gedrängtwird, sind Risse wahrscheinlich, sofern die Betonzugbruchdehnung überschritten wird.

Risse durch Frühschwinden sind am häufigsten zu beobachten bei warmem,windigenWetter. Unterbesonders ungünstigen Umständen kann die Rißbreite dieser Frühschwindrisse an der Oberflächemehrere mm betragen. Diese Risse sind bedingt durch die verstärkte Austrocknung der Betonober-fläche an abgerundeten Rißkanten zu erkennen [Schießl et al. 124], [Edvarsen 96]. Bild 2--11 zeigtdie schematische Darstellung des Frühschwindrisses mit “eingezogenen Kanten”.

Die Wahrscheinlichkeit des Auftretens solcher Risse kann durch frühzeitige und ausreichendeNachbehandlung verringert, bzw. verhindert werden.

Bild 2--11 : Frühschwindriß mit “eingezogenen” Kanten (schematisch) [Schießl 124]

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Stand des Wissens 23

Chemisches Schwinden und chemisches Quellen

Ursache für das chemische Schwinden bzw. chemische Quellen sind Volumenänderungen desZementsteins. Das Volumen der Hydratationsproukte ist kleiner als das Volumen, das der Zementund das (später chemisch gebundene) Wasser ursprünglich eingenommen haben. Dadurch verkürztsich der junge Beton während der ersten 2 bis 5 Stunden nach Wasserzugabe sehr stark (primäreschemisches Schwinden).

Das bei den Anfangsreaktionen zwischen Zement und Wasser nicht verbrauchte Calciumsulfat er-reicht erst nach einiger Zeit das in Zementkörner eingelagerte Tricalciumaluminat und verbindetsich dort zu großvolumigen Calciumaluminathydrosulfatkristallen. Die dadurch hervorgerufenenDehnungen überlagern sich mit dem primären chemischen Schwinden und überwiegen schließlich.Es findet eineRückverlängerung, d.h. ein primäres chemischesQuellen statt, dessenGröße undzeit-licher Verlauf vom Sulfatgehalt und vom Sulfatträger (Anhydrit, Halbhydrat) abhängt [Nolting 95].Nach Abklingen der Rückverlängerung findet eine erneute Verkürzung statt (sekundäres chemi-sches Schwinden). Das sekundäre chemische Schwinden ist im allgemeinen wesentlich geringer alsdas primäre chemische Schwinden.

Zemente mit hohem Alkaligehalt führen zu größerem sekundärem chemischen Schwinden alsZemente mit niedrigem Alkaligehalt. Wenn sich der Beton während der Hydratation nur wenigerwärmt, nimmt das sekundäre chemische Schwinden nach einigen Tagen nur wenig zu [Schöppel98].

Für den Spannungsabbau im jungen Beton ist das primäre chemische Schwinden bei üblichemWasserzementwertW/Z > 0,4 praktisch bedeutungslos. Es findet im sehr jungen Beton statt, in demdie behinderten Verformungen wegen des niedrigen E-Moduls und der hohen Reaktion nahezuvollständig in plastische Verformungen umgesetzt werden. Die nachfolgenden Quell- undSchwindphasen führen hingegen zu Spannungen, die sich mit den temperaturbedingtenSpannungen überlagern. Der größte Teil der durch chemisches Schwinden des Zementshervorgerufenene Volumenänderungen führt jedoch zur Porenbildung in Zementstein und nur eingeringer Teil zu äußeren Formänderungen [33].

Über die Größenordnung der durch chemisches Schwinden und Quellen hervorgerufenenSpannungen sind in der Literatur widersprüchliche Angaben zu finden. Nach Brameshuber [115]wird der größte Teil der Zwangs- und Eigenspannungen im jungen Beton durch das chemischeSchwinden hervorgerufen und der geringere Teil durch die Behinderung derTemperaturverformungen. Nach Untersuchungen von Grube [116] ist das chemische Schwindenhingegen erst beim Wasserzementwert W/Z < 0,5 von nennenswerter Bedeutung. Untersuchungenvon Springschmid [117] zeigen, daß je nach chemischer Zusammensetzung und Granulometrie desZements erhebliche Unterschiede in den durch behinderte nichtthermische Verformungenhervorgerufenen Spannungen bestehen. Hierbei spielt der Gehalt an löslichen Alkalien undSulfatgehalt des Zements, bezogen auf den Gehalt an Tricalciumaluminat, eine wesentliche Rolle.HoherAlkaligehalt sowieSulfatgehalt, die niedriger sind als der für den jeweiligenZement optimaleSulfatgehalt, führen zu geringerem chemischen Quellen und zu größerem chemischen Schwinden,wodurch bei Verformungsbehinderung größere Zugspannungen aufgebaut werden [Schöppel 98].

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Stand des Wissens 24

Karbonatisierungsschwinden

Während der Karbonatisierung schwinden Zementstein bzw. Beton deutlich stärker als bei reinerTrocknung, so daß sich dafür der Begriff des Karbonatisierungsschwindens eingebürgert hat. DasAusmaß dieses Schwindens ist davon abhängig, ob eine Reaktion des CO2 mit denZementsteinphasen einsetzt. So werden bei einer der Karbonatisierung vorausgehenden Trocknunghöhere Schwindverformungen ermittelt als bei gleichzeitiger Trocknung und Karbonatisierung[Bier 203].

Powers [68] erklärt das Karbonatisierungsschwinden nur als Phasenveränderungen desKalciumhydroxid. Einen Einfluß durch die Karbonatisierung weiterer Zementsteinphasen zieht ernicht in Betracht.

Die Vorgänge, welche zum Karbonatisierungsschwinden führen, sind noch nicht endgültig geklärt.Manweiß, daß durch die Kohlensäure der Luft das Calciumhydroxid, während es unter Druck steht,in Calciumkarbonat überführt wird. Ähnlich geschieht dies mit dem an die Kieselsäure, Tonerdeund an das Eisenoxid gebundenen Kalk. Die Calciumkarbonate werden in Bereichen abgelagert, indenen sie nicht unter Druck stehen [Czernin 106], [Nevielle 57].

Ebenso, wie die Karbonatisierung von der relativen Luftfeuchte abhängt, wirkt sich das Karbonati-sierungsschwinden je nachLuftfeuchte unterschiedlich aus. NachVerbeck undHelmuth [97] nimmtes bei Luftfeuchte unter 100 % r. F. bis zu einem Maximalwert bei ca. 55 % r. F. zu, und bei Luft-feuchte unter ca. 55 % r. F. wieder ab. Bei Luftfeuchte unter ca. 25 % r. F. tritt kein Karbonatisie-rungsschwinden mehr auf. Es kommt auch darauf an, ob die Karbonatisierung schon während desTrockenschwindens einsetzt oder später [Fleicher 192].

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25Stand des Wissens

2.4 Chemische Angriffe

2.4.1 Allgemeines

Richtig bemessener und ausgeführter Beton besitzt in der Regel eine hoheWiderstandsfähig-keit gegen äußere und innere Einwirkungen von bestimmten chemischen Stoffen. Jedochkann Beton korrosiv angegriffen werden. Der Grad der Schädigung hängt einerseits von derArt und Intensität des Angriffs und andererseits von den Eigenschaften des Betons, beson-ders der oberflächennahen Schichten ab [Schießl 194].

Die poröse Mikrostruktur von Beton kann in Abhängigkeit von den Eigenschaften desangreifenden Mediums in zwei verschiedene Arten eingeteilt werden : Der lösende Angriffund der treibende Angriff, die je nach Art des einwirkenden Aggresivmediums alleine oderin Kombination auftreten können.

Beim lösenden Angriff werden schwerlösliche Bestandteile des Betons durch dieEinwirkung des angreifenden Stoffes in leichtlösliche Produkte überführt, die in der Folgeaus demBeton herausgelöst werden bzw. herausdiffundieren. GrundsätzlicheVoraussetzungfür diesen Transportvorgang ist das Vorhandensein von Wasser in flüssigem oderdampfförmigemZustand. Es tritt beispielsweise auf bei der Einwirkung saurer Medien, z.B.Mineralsäure, Sauerwasser oder -böden, kohlensäurehaltiges Wasser, sehr weiche Wasseroder Ammoniumlösungen mit hoher Konzentration, bei der Einwirkung starker Basen oderdem Angriff durch austauschfähige Salze. Der lösende Angriff führt zunächst zu einerSchädigung oberflächennaher Bereiche und bei zunehmender Menge des ausgelaugtenMaterials auch zur deutlichen Festigkeitsabnahme. Das Volumen, welches bisher von denangegriffenen Komponenten eingenommen wurde und das infolge des Angriffs aufgelöstwurde, steht nun als freier Raum für weiteren Stofftransport zur Verfügung. Außerdemnimmt die Oberfläche desMaterials, das dem angreifendenMedium zugänglich ist, dadurchebenfalls zu. Die Porösität nimmt also mit steigender Dauer eines lösenden Angriffs zu undder Reaktionsumsatz steigt daher mit zunehmender Einwirkungsdauer eines lösendangreifenden Mediums [Schneider 71], [Candelot 72], [Nägele 88]. Der lösende Angriffwirkt insbesondere auf den Zementstein ein, seltener auf den Zuschlag.

Beim treibenden Angriff entstehen im Inneren des Zementsteingefüges festeReaktionsprodukte (schwerlöslich), die zunächst in den Poren auskristallisieren. Wenn dasPorenvolumen ausgefüllt ist, die Reaktion aber weitergeht, so können diese wachsendenNeubildungen auf ihre Umgebung einen Druck ausüben, der das Gefüge des Betons lockertund letztendlich zur Zerstörung des Gesamtsystems führen kann [88]. Auch der treibendeAngriff findet im gesamten, der angreifenden Lösung zur Verfügung stehenden Volumenstatt. Er ist, bedingt durch die Bildung fester Reaktionsprodukte, stets auch mit einemAbdichtungsschritt verbunden, der je nach Korrosionssystemmehr oder weniger ausgeprägtist. Dadurch kann der Versagenszeitpunkt des Betons beträchtlich hinausgezögert werden,auch wenn schon starke Schädigungen an der Struktur vorliegen. Charakteristisch fürtreibenden Angriff ist daher das schnelle Versagen des Betons nach einer vergleichsweiselangen Zeit mit geringen Änderungen der makroskopischen Eigenschaften [88].

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26Stand des Wissens

2.4.2 Treibender Angriff

2.4.2.1 Kalktreiben

Ist bei der Herstellung eines Portlandzementes in der RohstoffmischungmehrKalk enthaltenals von den Hydraulefaktoren gebunden werden kann, so wird dieser Überschuß als “freierKalk” in den Zementklinker eingebettet. Der gesinterte Klinker ist sehr dicht und so ist derfreie Kalk auch nach dem Mahlen des Zementklinkers dem Anmachwasser nicht sofortzugänglich. Erst während des Hydratationsprozesses, d.h., wenn der Zementstein bereitseine gewisse Festigkeit hat, gelangt Wasser zum Freikalk und reagiert mit ihm.

Die Reaktionsfähigkeit des Kalks ist wegen der hohen Brenntemperatur bei derKlinkerherstellung schwach und reagiert sehr langsam unter Einwirkung von Wasser, wasmit einer Volumenvergrößerung verbunden ist. Mehr als 2 M.-% freier Kalk in Klinker führtzu Sprengwirkungen im Beton und damit zu Gefügestörungen und Schäden [Hillemeier 5],[Rostasy 64].

CaO + H2O Ca(OH)2 (2.1)1 Vol.-Teil 1,7 Vol.-Teile

Mit höherer Mahlfeinheit des Zemente und gut abgestimmter Rohstoffmischung verringertsich die Gefahr des Kalktreibens.

2.4.2.2 Sulfattreiben

Eine in der Praxis hinsichtlich Umfang undAuswirkungen besonders bedeutsame Form derZerstörung zementgebundener Baustoffe durch treibenden Angriff ist mit der Einwirkungsulfathaltiger Lösungen verbunden. Bereits gegenEnde des vorigen Jahrhundertswurde dieserkannt und eingehend untersucht [Candelot 72], [Michaelis 73]. Wegen seiner großentechnologischen Bedeutung, die aus der Verbreitung der Betonbauwerke und den praktischüberall enthaltenen Sulfatverbindungen, so z.B. in Grundwasser, Sickerwasser und Bödenresultiert, gehört der Sulfatangriff auf zementgebundenen Baustoff zu den eingehendstuntersuchten Korrosionssystemen [Döhl 48], [Nägele 88]. Zwei verschiedene chemischeReaktionen bewirken die Zerstörung des Betons durch Sulfate :Erstens bildet sich mit dem Calciumhydroxid bzw. Calciumsilikathydrat (CSH) derZementstein Gips :

Ca(OH)2 + 3 SO4Ca + 2 H2O CaSO4 ∙ 2 H2O + 2 H2O (2.2)

Zweitens reagieren die hydratisierten Aluminatphasen mit Gips und bilden Mono- undTrisulfat :

3 CaO ∙ Al2C3 + 3 (CaSO4 ∙ 2 H2O) + 26 H2O 3 CaO ∙ Al2C3 ∙ 3 CaSO4 ∙ 32 H2O(2.3)

1 Vol.-Teil 8 Vol.-Teile

Über die Raktionen des Zementstein bei Sulfatangriff herrscht Einigkeit [Dörr 77], [Gasser78], [Koch 80], [Wischers 83].

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27Stand des Wissens

Es bildet sich schon in Gegenwart von geringer Sulfatkonzentration aus Tricalciumaluminat(C3A) des Klinkers die Verbindung Ettringit oder Trisulfat (3 CaO ∙ Al2O3 ∙ 3 CaSO4 ∙ 32H2O). Monosulfat (3 CaO ∙ Al2C3 ∙ CaSO4 ∙ 12 H2O) oder auch Calciumsulfat (Gips)können zu Treiberscheinungen im Zementstein,Mörtel oder Beton führen. Im Zement selbsterfolgt die Sulfatzugabe zur Regelung der Erstarrungsgeschwindigkeit. Durch Zugabe vonGips wird die schnelle Reaktion des C3A mit dem Wasser verhindert. Bei geringerGipskonzentration bildet sich pimär Trisulfat. Dieses wird anschließend in Monosulfatumgewandelt. Primäres Ettringit in Frischzementpaste ist nicht gefügeschädigend.Potenziell gefügeschädigend ist dagegen das auch als sekundäre Ettringitbildungbezeichnete spätere Auftreten von Ettringit in bereits erhärtetem Gefüge. Wie aus derchemischen Formel zu entnehmen ist, erfolgt die Ettringitbildung unter beträchtlicherWasseraufnahme (32 Moleküle Wasser pro Formeleinheit). Als gefügezerstörend wird derdamit verbundeneKristallisationsdruck angesehen [Krenkler 49], [Knoblauch 65], [Malerny27].

Bei Sulfatangriff können drei Schritte unterteilt werden [Nehring 69].

a) Zuerst steigt der Sulfatgehalt im zementgebundenen Werkstoff stark an. Damit ist eineMasse- und Festigkeitszunahme sowie eine geringe Expansion verbunden. Der Gehaltan Ca(OH)2 nimmt ab, ebenso die Porösität des Zementsteins.

b) Die deutliche Expansion fängt bei diesem Schritt an. Die Festigkeit nimmt ab. In denPoren und an der Oberfläche ist deutlich Gips festzustellen. Der Sulfatgehalt steigt nurnoch langsam.

c) Im dritten Schritt nimmt die Expansion weiter zu, die Masse des Betons jedoch ab.Insbesondere in der Kontaktzone tritt eine starke Sulfatanreicherung auf. Ein starkerAbbau von Ca(OH)2 in Verbindungmit einer starken Auslagerung an Ca-Ionen und dieAusbildung von Treibrissen führen letztlich zum Totalzerfall der Poren. DiePhasenneubildung bei Sulfatangriffen findet sowohl in den Makro- als auch inMikroporen statt. Sie führen aber nur in den letzteren zur Füllung der Poren [Neville57].

Für den Festigkeitsverlust sind eindeutig die Gips- und Ettringitbildung verantwortlich.Die Ettringitphasen liegen demnach als sphärolitisch filzartig angeordnete 1 -- 10 μmgroße Nadeln in der Matrix oder gallertartig um die Zuschläge vor. Es gibt sowohlkristalline als auch röntgenamorphe Formen [88].

2.4.2.3 Alkalitreiben

Zu den in der Praxis wichtigsten Schädigungsprozessen bei zementgebundenen Baustoffendurch Treibreaktionen gehört neben dem Sulfatangriff die Gefügezerstörung infolge derAlkali-Kieselsäure-Reaktion.

Bei der Alkali-Kieselsäure-Reaktion (AKR) handelt es sich um das Zusammenwirken vonZement, Feuchte und reaktionsfähigem Silikatzuschlag [Locher 85], [86].

Einige Zuschlagarten, wie Opal, Sandstein, Flint, Chalzedon bestehen teilweise ausamporphen oder mikrokristallinen Kieselsäuren SiO2, welche sich mit den in derPorenlösung des Zementsteins enthaltenen Laugen, Kaliumhydroxid (KOH) und

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28Stand des Wissens

Natriumhydroxid (NaOH) schon bei Raumtemperatur zu Alkalisilikathydraten umsetzenkönnen, die eine gelartige Struktur besitzen und wegen ihres Aufquellens treibend wirken.Die Alkalireaktion zeigt sich durch weiße Ausblühungen, Geltropfen und letztlich durchNetzrisse, die das Betongefüge tief auflockern können.

SiO2 + 2 NaOHH2O Na2SiO3 ∙ n H2O (2.4)

Na2SiO3 ∙ n H2O + Ca(OH)2H2O CaSiO3 ∙ n H2O + NaOH (2.5)

Das Ausmaß der Schädigung infolge Alkaliauftreiben hängt von verschiedenenBedingungen ab, z.B. von dem Alkalihydroxidgehalt in der Porenlösung sowie demFeuchtigkeitsgehalt des erhärteten Betons [Hillemeier 5], [Hilsdorf 12], [Rostasy 64], [67].

Zu beachten ist, daß schädigende Treiberscheinungen teilweise erst nach mehreren Jahrenauftreten. Bei Bauteilen, bei denen die zur Reaktion erforderliche Feuchtigkeit über dieBetonoberfläche einwirkt, sind die Schäden häufig auf die oberflächennahen Zonenbeschränkt, auch wenn starke Netzrißbildung eine stärkere Schädigung vermuten läßt[Schießl 70].

2.4.2.4 Magnesiatreiben

Der Vorgang beim Magnesiatreiben ist prinzipiell der Gleiche wie beim Kalktreiben.Magnesia (MgO) ist dem Kalciumoxid verwandt und in den meisten Zementen auch ingeringeren Mengen vorhanden. Magnesia wird beim Brennprozeß nicht anHydraulefaktoren gebunden, sondern wird als “freies Magnesia” in dem Zementklinkerbegrenzt eingebaut. Die Reaktion mit Wasser ist verbunden mit einer 2,2-fachenVolumenvergrößerung.

MgO + H2O Mg(OH)2 (2.6)1 Vol.-Teil 2,2 Vol.-Teile

Der Treibvorgang erstreckt sich über Monate und Jahre und ist infolge der starkenVolumenausdehnung schädlicher als Kalktreiben [5, 12].

2.4.2.5 Mg-Salzlösungen

Sämtliche Salze des Magnesium, mit Ausnahme der Karbonate und Hydrogenkarbonate,wirken betonangreifend. Bei kleineren Magnesiumkonzentrationen bildet sich an derBetonoberfläche schwerlösliches Magnesiumhydroxid

Ca(OH)2 + Mg2+ Mg(OH)2 + Ca2+, (2.7)

welches zunächst die Poren verdichtet, was zeitweilig das Eindringen weiterer Lösungen indie Poren verhindern kann [Neville 57], [Nägele 88].

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29Stand des Wissens

Bei höheren Magnesiumkonzentrationen sind drei Vorgänge zu unterscheiden :

a) An der Oberfläche entsteht Magnesiumhydroxid, wobei diese eine geringfügigeAbdichtung erfährt.

b) Im Inneren des Bauteils vermindert sich die Ca-Konzentration.

c) Die CSH-Phasen, die den Zementstein aufbauen, werden langsam in nichtbindefähigesMagnesiumsilikathydrat umgewandelt (Magnesiumkorrosion).

Der Mechanismus verläuft nach [Neville 57], [Biczak 90], [Lea 91] etwa wie folgt :

Das aus dem Calcimhydroxid undMg-Ionen gebildete Magnesiumhydroxid schlägt sich aufdem Zementgel nieder, wodurch in einer Folgereaktion die CSH-Phasen inMagnesiumsilikathydrate umgewandelt werden.

Magnesiumchlorid reagiert allgemein

MgCl + Ca(OH)2 Mg(OH)2 + CaCl2 , (2.8)

Dabei entsteht zudem leichtlösliches CaCl2, welches aus dem Zementstein ausgelaugt wird.Alle Phasen des Zementsteins, CSH-Gel, Ca(OH)2, Ettringit und Aluminate sindunbeständig gegenMagnesiumionen. Nach [91] zersetzt sich z.B. Ettringit inGegenwart vonMg(OH)2

C3A∙ 3 CaSO4 ∙ 3 2 H2O + Mg(OH)2 3 CaSO4 ∙ 2 H2O + Al2O3 ∙ aq + Mg(OH)2,(2.9)

weil der pH-Wert von 12,5 (ges. Ca(OH)2-Lösung) auf 10,5 (ges. Mg(OH)2-Lösung) abfällt.Mit dem C3A entsteht in der MgCl2-Lösung Friedel’sches Salz, C3A ∙ CaCl2 ∙ 10 H2O. DasEndprodukt der Zersetzungsreaktion in der MgCl2-Lösung sind Magnesiumhydroxo-chloride der Zusammensetzung Mg2(OH)n Cl4--n ∙ 4 H2O sowie Mg-haltiges SiO2-Gel.

Bild 2--12 zeigt die Vorgänge beim Angriff von MgCl2-Lösung auf Beton in schematischerDarstellung und Bild 2--13 dasselbe Schema für MgSO4-Lösungen.

Bild 2--12 : Schematische Darstellung der Vorgänge beim Angriff von Magnesiumchlorid auf Beton[Nägele 88]

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30Stand des Wissens

Bild 2--13: Schematische Darstellung der Vorgänge beim Angriff von Magnesiumsulfat auf Beton [Nägele 88]

2.4.3 Lösender Angriff

2.4.3.1 Säureangriff

EinMaß für denAngriffsgrad von Säuren ist deren pH-Wert. Je niedriger der pH-Wert, destostärker korrodierend wirkt die Säure. Alle Bestandteile des Zementsteins sind im sauren undneutralen pH-Bereich thermodynamisch instabil und werden aufgelöst. Die einzelnenZementphasen besitzen eine unterschiedliche Stabilität gegen Säuren. Grenzwerte für denGleichgewichts-pH-Wert können z.B. aus Babushkin et al. [41] und Garbrisova et al. [42]entnommen werden. Das im Zementstein enthaltene Calciumhydroxid wird bei einemSäureangriff zuerst weggelöst. Ist die alkalische Pufferung der Betonporenlösung durch denVerbrauch von Ca(OH)2 nicht wirksam, werden auch die festigkeitsbildenden Phasen desZementsteins (C-S-H Phase AFt) vollständig zerstört. Es bildet sich dann eine gallertartigeSchicht, die nach dem Trocknen das Gefühl des “Absandens” vermittelt. Sie besteht ausKieselgel. Im feuchten Zustand ist diese aufgequollen und zusammenhängend. BeimTrocknen wird sie hart und es entstehen Schwindrisse [Plummer 51]. Diese Schicht istverantwortlich für das Abbremsen (verzögern) des Säureangriffes.

Als Beispielreaktion kann gelten :

3 CaO ∙ 2 SiO2 ∙ 3 H2O2 ∙ 6 HCl→ 3 CaCl2 + 2 SiO2 + 6 H2O (2.10)

Calciumsilikathydrat + Salzsäure → Calciumchlorid + Kieselgel + Wasserschwerlöslich leichtlöslich

Während der Reaktion freigewordenes Aluminium und Eisen können in oxidischer oderhydroxidischer Form in einer dunklen Schicht zwischengelagert werden. Diese Schicht istzumindest teilweise amorph [44, 45, 46, 47].

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31Stand des Wissens

Calciumkarbonat, das sowohl in der karbonatisierten Randschicht von Beton als auch inNatursteinen vorhanden sein kann, wird von Säure gelöst. Bei Sandsteinen mitkarbonatischem Bindemittel reicht es dabei zur völligen Zerstörung schon aus, nur dasBindemittel herauszulösen, das selbst nur einen geringen Volumenanteil des Gesteins(geringere Pufferkapazität) ausmacht [48].

Der Säureangriff auf Kalkspat, das insbesondere rein kristallisierte Calciumkarbonat, wurdegenau durch Plummer [51] untersucht, sodaß ein Vergleich möglich ist. Ganzcharakteristisch ist die Abnahme der Säureangriffsgeschwindigkeit beim Beton, vergl. Bild2--14, während sie beim Kalkspat zeitunabhängig ist. Beim Kalkspat wurde einepH-Abhängigkeit des Säureangriffs festgestellt. Ganz ähnlich liegen die Verhältnisse beimBeton, vergl. Bild 2--15, [52]. Typisch ist die Abnahme der Reaktionsgeschwindigkeit mitwachsendem pH-Wert, so daß man bei pH < 6,5 nicht mehr von Angriffen sprechen kann.

Bild 2--14 : Geschwindigkeit des Angriffs auf verschiedene Mörtelmischungen bei verschiedenenTemperaturen [Plummer 51].

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32Stand des Wissens

Bild 2--15 : Abhängigkeit der CO2-Korrosionsgeschwindigkeit von pH-Wert, gemessen anMörtelprüfkörpern als Abtrag in mm/Jahr (Versuchsdauer 15 Wochen) [Basel 52].

Aus diesen Ausführungen kann man folgern, daß dort, wo Kalkstein beständig ist, Betonsicher auch beständig sein wird. Außerdem wird die Angriffsgeschwindigkeit viel geringersein als bei Kalk und zudem im Laufe der Zeit abnehmen, aber nur, sofern man diegallertartige Schicht nicht zerstört. Man hat ein großes Interesse, diese Schicht zu erhalten,denn sie hat eine schützende Wirkung [Plummer 51].

Großen Einfluß auf die Reaktionsgeschwindigkeit mit den Betonbestandteilen hat die Artund Konzentration, d.h. die Aggressivität der angreifenden Säure. Vor allemMineralsäuren(Schwefel, Salz und Salpetersäure) sind im allgemeinen stärker angreifend als organischeSäuren (Humin-, Milch-, Essigsäure).

Die betonangreifende Wirkung der wichtigsten Säuren ist aus der Tabelle 2--7 ersichtlich[49].

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33Stand des Wissens

Tabelle 2--7 : Betonaggressivität verschiedener Stoffe [Krenkler 49]

Betonangriff durchSäuren Salze organische Stoffe

Name Name Name

Anorganische Säuren Sulfate Kraftstoffe

Schwefelsäure H2SO4 3

schwefl. Säure H2SO3 3

Salzsäure HCL 4

Salpetersäure HNO3 4

Phosphorsäure H3PO4 1

Schwefelwasserstoff H2S 2

Kohlensäure H2CO3 2

Flußsäure HF 2

Organische Säuren

Ameisensäure 1

Essigsäure 2

Gerbsäure 2

Humussäure 1

Milchsäure 2

Oxalsäure 0

Weinsäure 0

Gärflüssigkeiten 2

Natrumsulfat Na2SO4 3Kaliumsulfat K2SO4 3Calciumsulfat CaSO4 3

Ammoniumsulf. NH4SO4 4Magnesiumsulf. MgSO4 4Eisensulfat Fe2SO4 4

Chloride

Natrumchlorid NaCl 0Kaliumchlorid KCl 0Calciumchlorid CaCl2 0

Ammoniumchl. NH4CL 4Magnesiumchl. MgCl2 4

Eisenchlorid FeCL3 2Aluminiumchlorid AlCl3 2

Nitrate

Natrumnitrat NaNO3 0Kaliumnitrat KNO3 0Calciumnitrat Ca(NO3)2 0

Ammoniumnitrat NH4NO3 3

Sulfide

Fluoride 0

Silikate 0

Karbonate 0

Benzin 0Superkraftstoff 0Dieselöl 0

Teerprodukte

Benzol 0Teeröle 1Phenole 1

Mineralöle

Heizöl, leicht 0Heizöl, schwer 0Schmieröl 0

pflanzliche u. tierischeFette und Öle

Olivenöl 2Leinöl 2feste Fette 1

0 kein 1 schwacher 2 mittlerer 3 starker Angriff 4 sehr starker Angriff

2.4.3.2 Der Angriff durch Laugen

Laugen wirken auf Beton nur in hoher Konzentration lösend, wie z.B. > 10 %igeNatronlaugen (NaOH). Von den Bestandteilen des Zementsteins wird nurCalciumaluminathydrat durch Laugen angegriffen und umgesetzt. Infolgedessen ist Beton,welcher mit Zementen mit niedrigem C3A-Gehalt hergestellt wurde, gut (PZ-Zemente) bissehr gut (HS-Zemente) laugenbeständig [5, 10, 65].

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34Stand des Wissens

2.4.3.3 Angriffe durch austauschfähige Salze

Salze sind als Neutralisationsprodukte von Säuren in der Regel nicht betonangreifend.Ausnahmen bilden die Sulfate (Abschnitt 2.4.2.2), sowie Salze, die ausBasen, die schwächerals das im Zementstein vorhandene Calciumhydroxid sind, entstehen. Dazu gehöreninsbesondere Magnesium- und Ammoniumsalze, welche die Calciumionen unter Abgabeihres Magnesium- bzw. Ammoniumanteils aufnehmen und deshalb auch austauschfähigeSalze genannt werden.

Sie wirken lösend, weil z.B. das Chlorid insbesondere mit dem Calciumhydroxid desZementstein leichtwasserlösliche Verbindungen bildet, dieweggeführt werden.Magnesiumkann sich als Hydroxid (weiche, gallertartigeMasse) außen und innen abscheiden und dabeiunter Umständen auch zu Treiberscheinungen führen. Ammoniak entweicht gasförmig undwirkt nicht korrsionshemmend [Hilsdorf 12], [Hillemeier 5].

MgCl2 + Ca(OH)2 → CaCl2 + Mg(OH)2 (2.11)

2 NH4Cl + Ca(OH)2 → CaCl2 + 2 NH3 + 2 H2O (2.12)

Die betonangreifende Wirkung der wichtigsten Salze ist aus der Tabelle 2--7 ersichtlich[Krenkler 45].

2.4.3.4 Angriff durch weiches Wasser

Je weicher Wasser ist, desto weniger erdalkalische Salze, z. B. Kalzium-- und Magnesium-salze, enthält es in gelöster Form. Das Lösungsvermögen des Wassers an diesen Salzen istaber auch dementsprechend größer. So kann durch sehr weichesWasser (Salzgehalt unter 30mg/l) die Oberfläche des Betons angegriffen werden. Die imZementstein enthaltenenErdal-kali-- undAlkalihydroxide (Ca(OH)2, KOH undNaOH) werden ausgelagert, der Porenraumdes Beton erhöht sich und die Alkalität wird gesenkt. Sachgerecht hergestellter Beton (Was-serundurchlässiger Beton ), d. h. dichter Beton ist jedoch auch gegen sehr weiches Wasserwiderstandsfähig [5, 12, 64].

2.4.3.5 Angriff durch Meerwasser

Der Salzgehalt desMeeres liegt bei etwa 35 g/l (3,5 %). Bei den enthaltenen Salzen handeltes sich um Verwitterungsprodukte des Urgesteins, die nicht gelöst werden können. EinengroßenAnteil nehmen die Chloride (ca. 90M--%) und Sulfate (ca. 10M--%) der Alkali-- undErdalkali ein. Deren chemische Zusammensetzung ist in Kapitel 2.2.2.5 gezeigt. Wegen derMagnesium--, Sulfat-- und Chloridgehalte wäre das Meerwasser als sehr starkbetonangreifend einzustufen. Die Erfahrungen zeigen aber, daßMeerwasser imGegenteil zureinen Magnesium-- und Sulfatlösungen mit gleichen Konzentrationen ein geringeresAngriffsvermögen aufweist. Daraus läßt sich schließen, daß durch die Gesamtkombinationder im Meerwasser enthaltenen Bestandteile eine starke Angriffsminderung entstanden ist[107, 58]. Die Ursache hierfür dürfte mit der Bildung vonKalziumkarbonaten zu begründen

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35Stand des Wissens

sein, die auf der Betonoberfläche entstanden sind. Diese sind durch Reaktionen derHydrogenkarbonationen (145mg HCO3--/l) desMeerwassers mit dem Kalziumhydroxid desZementgesteins entstanden. Dieses Kalziumkarbonat kann die Betonoberfläche abdichtenund somit das Eindringen von angreifenden Stoffen hemmen [Knöfel 108].

Beim Gesamtangriff von Meerwasser haben auch mechanische und dynamische EinflüssevonWellen, Brandung usw., dieWitterungund daszwischenWechselzoneundBauwerk aus-getauschte Wasser Einfluß.

Neben der Art desWassers üben der Sauerstoffgehalt, die Art undMenge der gelösten Stoffeund die Wassertemperatur die wesentlichsten Einflüsse aus [64]. Die Beurteilung des An-griffgrades von Wässern ist in DIN 4030 [50] festgelegt, siehe Tabelle 2.8.

Tabelle 2--8 : Grenzwert zur Beurteilung des Angriffsgrades von Wässern vorwiegend natürlicher

Zusammensetzung nach DIN 4030 [50]

Angriffsgrade

UntersuchungUntersuchung schwachangreifend

stark angreifend sehr starkangreifend

ph-Wert 6.5 bis 5.5 5.5 bis 4.5 < 4.5

kalklösende Kohlensäure (CO2) in mg/l(Marmorlöseversuch nach Heyer)

15 bis 40 40 bis 100 > 100

Ammonium (NH4 +) in mg/l 15 bis 30 30 bis 60 > 60

Magnesium (Mg2+) in mg/l 300 bis 1000 1000 bis 3000 > 3000

Sulfat *) (SO4 2--) in mg/l 200 bis 600 600 bis 3000 > 3000

*) Bei Sulfatgehalten über 600 mg SO4 2-- je l Wasser, ausgenommen Meerwasser, ist ein Zement mithohem Sulfatwiderstand (HS) zu verwenden (siehe DIN 1164 Teil 1, Abschnitt 4.6 und DIN 1045Abschnitt 6.5.7.5)

Bei Bauwerken, die im Meer stehen, treten Bereiche mit deutlich unterschiedlichenSauerstoffgehalten im Wasser auf. Gegenüber der Unterwasserzone weisen dieWasserwechsel-- und die Spritzwasserzone einen höheren Sauerstoffgehalt auf, was zu einervergleichsweisen starken Korrosion führt. Dies ist in Bild 2--16 dargestellt [Ghoddesi et al.58].

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36Stand des Wissens

Bild 2--16 : Darstellung der Beanspruchung durch Gezeiteneinflüsse des Meerwassers [58]

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37Stand des Wissens

2.5 Korrosion von Stahl in Beton

2.5.1 Allgemeines

Grundsätzlich ist der Bewehrungsstahl in Beton dauerhaft vor Korrosion geschützt. DieserSchutz beruht auf der Alkalität der Porenlösung im Beton (pH--Wert zwischen 12,5 und13,5), bei der sich eine Passivschicht aus Eisenoxid--γ--Fe2O3 auf der Stahloberflächeausbildet.

Der zunehmende Umfang an instandsetzungsbedürftigen Betonbauwerken zeigt aber auch,daß der Korrosionsschutz der Bewehrung unter bestimmten Voraussetzungen verlorengeht.Bewehrungskorrosion kann auftreten, wenn der oxidische Schutzfilm auf den Stahleinlagenentweder durch Karbonatisierung depassiviert oder durch Chloridinfiltration lokal odergroßflächig zerstört wird. Der zeitliche Verlauf des Korrosionsprozesses ist vonverschiedenen Faktoren abhängig. Eine wesentliche Rolle spielen insbesondere die Art derFeuchtigkeitseinwirkung und die begleitenden klimatischen Bedingungen, sowie dieBeschaffenheit der Bewehrungsüberdeckung bezüglich Dicke und Dichtigkeit. Einezuverlässige theoretische Voraussage über den zeitlichen Verlauf des Korrosionsprozessesist im allgemeinen nicht möglich. In vielen Fällen ist man darauf angewiesen,Sanierungsmaßnahmen aufgrund einer zusammenfassenden Zustandsermittlung zu planenund durchzuführen [Hillemeier 5], [ Hunkler 8], [Schießl 11].

2.5.2 Einleitungs-- und Schädigungszeiträume

Für die Restlebensdauerbetrachtung oder Schadensprognosen hat Tuutti [66] den zeitlichenVerlauf der Schadensentwicklung (Korrosion der Bewehrung) in einen Einleitungszeitraumt0 (Initiierungsphase) und einen Schädigungszeitraum t1 (Korrosionsphase) aufgeteilt (sieheBild 2--17).

Bild 2--17 : Schädigungsschema für die Korrosion von Stahl in Beton [Tuutti 66].

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38Stand des Wissens

Im Einleitungszeitraum dringen aggressive Stoffe (Chlorid, CO2) von der Oberfläche her inden Beton ein. Die Dauer der Initiierungsphase wird von folgenden Parametern bestimmt:

-- Dicke der Betondeckung-- Eindringgeschwindigkeit-- Konzentration der aggressiven Stoffe

Das Ende des Einleitungszeitraumes ist durch die Depassivierung der Bewehrung gegeben.Die Dauer der Korrosionsphasen wird durch die Korrosionsgeschwindigkeit bestimmt.Damit wird klar, daß Bauwerke durch eine sehr lange Einleitungsphase und/oder durch einesehr geringe Korrosionsgeschwindigkeit dauerhaft erhalten werden.

Wird ein kritischer Grenzzustand in der Korrosionsphase erreicht, sind entwederInstandsetzungsmaßnahmen erforderlich oder das Ende der Nutzungsdauer ist erreicht. DerZeitraum der instandsetzungsfreien Nutzungsdauer beträgt somit t = t0 + t1.

Wenn vor dem Ende der angestrebten Nutzungsdauer Instandsetzungsmaßnahmenerforderlich werden, muß es das Ziel der Instandsetzungsmaßnahmen sein, weitere Schädenwährend der angestrebten Restnutzungsdauer zu vermeiden. Das allgemeineSchädigungsschema für diesen Fall ist in Bild 2--18 gezeigt [11].

Während der angestrebten Restnutzungsdauer können Instandhaltungsmaßnahmen (z.B.Erhöhung des CO2-- bzw. Cl----Diffusionswiderstandes) notwendig sein, um erneuteInstandsetzungsmaßnahmen zu vermeiden.

Bild 2--18: Schädigungsschema für den Fall einer erforderlichen Instandsetzungsmaßnahme. [Schießl 11]

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39Stand des Wissens

2.5.3 Korrosionsprozeß

Korrosion von Stahl in Beton ist ein elektrochemischer Vorgang, der an der PhasengrenzeMetall / Umgebung abläuft.

Für Stahl bzw. Eisen in sauerstoffhaltigen Elektrolyten können die ablaufendenelektrochemischen Reaktionen wie folgt dargestellt werden.

Anode: Fe → Fe2+ + 2e-- (2--13)

Kathode: H2O + ½ O2 + 2e-- → 2OH (2--14)

Gesamt: Fe + H2O + ½ O2 + 2e-- → Fe(OH)2 (2--15)

Das Korrosionsprodukt Fe(OH)2 reagiert an der Atmosphäre weiter zu FeOOH (Rost). Dievereinfachte Gleichung zeigt, daß zum Reaktionsablauf auch Wasser erforderlich ist. Dieelektrochemische bzw. elektrolytische Korrosion besteht aber nicht nur aus einemOxidationsprozeß, sondern aus Elektroneutralitätsgründen immer aus einem gleichzeitigablaufenden Reaktionsprozeß, wobei die Reaktion immer an das Vorhandensein einesElektrolyten gebunden ist. DerOxidationsprozeßwird als anodischer Teilprozeß bezeichnet,positiv geladene Metallionen gehen in Lösung. Für den Reduktionsprozeß (kathodischerTeilprozeß) interessiert unter den praktischen Bedingungen der Stahlkorrosion imBeton nurdie Sauerstoffreduktion. Daher werden mit den überschüssigen Elektronen sowie Wasserund Sauerstoff negativ geladene Hydoxylionen gebildet. Eine schematische Darstellung derVorgänge ist in Bild 2--19 gezeigt. Bei der Korrosion von Stahl in Beton stellt der Beton denElektrolyten dar, die gelösten Eisenionen reagieren mit den Hydroxylionen zu Rost[Hillemeier 5], [Elsener 8], [Schießl 11].

Bild 2--19: Korrosion von Stahl in Beton als kurzgeschlossenes galvanisches Element [Böhni 31].

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40Stand des Wissens

Anodische und kathodischeTeilbereichekönnen entweder unmittelbar nebeneinander liegen(gleichmäßige abtragende Korrosion) oder örtlich getrennt sein. Bei einer örtlichenTrennung anodisch und kathodisch wirkender Oberflächenbereiche spricht man von einemMakrokorrosionselement. Im zweiten Fall kommt dem elektrolytischen Widerstand einewichtige Bedeutung zu. Da feuchter Beton eine gute elektrolytische Leitfähigkeit aufweist,kommen im Beton sowohl die gleichmäßige abtragende Korrosion (infolgeKarbonatisierung oder sehr hohem Chloridgehalt) als auch dieMakrokorrosionselementbildung vor (z.B. bei örtlicher Depassivierung) [Elsener 8], [Böhni31].

2.5.4 Depassivierung durch Karbonatisierung

Die Umwandlung des Kalziumoxids bzw. Kalziumhydroxids zu Kalziumkarbonat durchKohlendioxid nennt man Karbonatisierung. Hiermit ist eine Alkalitätsabnahme des Betonverbunden. Erreicht der pH--Wert des Betons Werte unter etwa 11, so ist kein aktiverKorrosionsschutz für den Stahl mehr vorhanden. Die Passivierungsschicht desBewehrungsstahles löst sich auf.

Wenn die Karbonatisierung großflächig die Oberfläche der Bewehrung erreicht hat, sind dieanodisch oder kathodischwirkenden Stahloberflächen so klein, daß siemit demAuge örtlichnicht mehr voneinander getrennt werden können. Es bilden sich Lokalelemente mit sehrkleinen zusammenhängendenAnoden-- undKathodenflächen aus, bei denen der Stahlabtragäußerlichgleichmäßigüber dieStahloberfläche erfolgt. ImBereichvonRissen inBeton, aberauch nach der örtlichen Sanierung, sind jedoch auch im karbonatisierten BetonMakrokorrosionselemente möglich [Schießl 6], [Raupach 20].

2.5.5 Depassivierung durch Chlorideinwirkung

Bei Überschreiten eines bestimmten “kritischen” Chloridgehaltes an derBewehrungsoberfläche kommt es in einem ersten Schritt zum lokalen Durchbrechen derPassivschicht. Das sich an diese Lochkeimbildungsphase anschließende Lochwachstumkommt nur bei sehr drastischen Änderungen der äußeren Korrosionsbedingungen zumStillstand. Mit fortschreitendemWachstum nimmt der pH--Wert in der Angriffsstelle ab, dieChloridkonzentration hingegen zu. Dadurch stabilisieren sich die ungünstigen Verhältnissein der Angriffsstelle. Die chloridinduzierte Korrosion führt zur Anfressung mit relativkleiner Abmessung. Der nahe Bereich solcher Löcher wird nicht mehr angegriffen. Diekorrodierende und die nicht korrodierende, d.h. die nach wie vor passive Oberfläche derBewehrung, bilden ein sehr starkes Makroelement.

Erst bei sehr hohem Chloridgehalt ist eine gleichmäßige abtragende Korrosion zu erwarten.Gleichmäßig hohe bis sehr hohe Chloridgehalte auf Bewehrungsniveau können zu einerVielzahl von Löchern führen, diemit der Zeit zusammenwachsen. Dies führt dann praktischzu einer von der Erscheinungsform her eher flächenhaften Abtragung (Bild 2--20) [Hunkler158].

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41Stand des Wissens

Bild 2--20: Das Korrosionsverhalten von Armierungsstahl in Abhängigkeit des pH-Werts sowie in Gegen-wart von Chloridionen [Elsener 8]

Diese Tatsache ist wiederum im Zusammenhang mit Instandsetzungsmaßnahmen vonentscheidender Bedeutung. Nach nur örtlicher Instandsetzung chloridinduzierter Korrosionan der Bewehrung entfällt dieser “kathodische” Schutz der Nachbarbereiche, so daß dieBildung neuer Lochfraßbereiche wahrscheinlich wird, sofern nicht zusätzlicheMaßnahmenergriffen werden. Durch örtliche Instandsetzungen können somit neue Korrosionsbereicheerzeugt werden [11].

Liegt die Bewehrung im karbonatisierten Beton, so kann die Korrosion durch diegleichzeitige Anwesenheit von Chloriden verstärkt werden. Dies führt dazu, daß dieChloride die Leitfähigkeit des Betons stark erhöhen und der karbonatisierte Beton wenigerChlorid zu binden vermag. Umgekehrt kann Lochkorrosion an der Bewehrung schon beirelativ niedrigem Chloridgehalt ausgelöst werden, wenn gleichzeitig der pH-Wert desBetonporenwassers durch die Karbonatisierung des Betons verringert ist. Dies läßt sichdamit erklären, das dasLochfraßpotentialmit abnehmendempH-Wert negativer wird, da dasKorrosionspotential gleichzeitig in der Tendenz positiver wird. Unter diesen Umständenresultiert eher ein muldenförmiger bis flächenhafter Angriff [Keller 7].

Von Bedeutung ist im Rahmen der Dauerhaftigkeit der kritische Chloridgehalt aufBewehrungshöhe, bei dessen Überschreitung Bewehrungskorrosion einsetzt. DerZementstein ist in der Lage, eine gewisse Menge Chlorid sowohl chemisch als auchphysikalisch zu binden. Die Menge des gebundenen Chlorids hängt sowohl von der

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42Stand des Wissens

Zementart und der Betonzusammensetzung als auch von der Chloridkonzentration desAngriffsmediums ab. Es kann daher nie das gesamte in den Beton eingedrungene Chloridgebundenwerden. Vielmehr besteht immer ein bestimmtes Lösungsgleichgewicht zwischengebundenen und freien Chloridionen in der Porenwasserlösung.

In der Praxis wird meistens der kritische Chloridgehalt mit 0,4 % bezogen auf denZementgehalt und somit als konstant beziffert. Die 0,4 % entsprechen demjenigenChloridgehalt, der im sich bildenden Friedel’schen Salz chemisch gebunden werden kannund somit nicht mehr frei im Porenwasser vorliegt [Richartz 161]. In Wirklichkeit ist derkritische Chloridgehalt jedoch kein konstanter Wert. Er ist von der Porösität und von derBetonfeuchtigkeit abhängig. Bei “trockenem” Beton wird bei hohem Chloridgehalt dieKorrosion durch fehlende Elektrolyte, bei wassergesättigtem Beton entsprechend durchfehlende Sauerstoffzufuhr verhindert. Es muß daher beachtet werden, daß dieBetonoberfläche während der Herstellung, Verarbeitung und Nachbehandlung und derNutzung verschiedenen klimatischen Bedingungen ausgesetzt wird. Unter aggressivemKlima muß der kritische Chloridgehalt in jeden Fall auf weniger als 0,4 % desZementgehaltes begrenzt werden.

Aus den obenstehenden Ausführungen geht hervor, daß es einen festen Grenzwert für denkritischen, korrosionsauslösenden Chloridgehalt bezogen auf das Zementgewicht nichtgeben kann. Praxisbezogen sind die Verhältnisse in Bild 2--21 dargestellt.

Bild 2--21: Zusammmenhang zwischen Umgebungsbedingungen, Betonqualität und kritischemChloridgehalt bezogen auf das Zementgewicht [Schießl 11]

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43Diagnose und Ursachenfindung von Schäden

3. Diagnose und Ursachenfindung von Schäden

3.1 Allgemeines

Der Erfolg der Sanierung von Betonschäden hängt nicht nur von der Wahl der richtigenSanierungsbaustoffe und der richtigen bzw. sachgerechten Ausführung, sondern auch von einervollständigen Schadensaufnahme und richtiger Schadensanalyse ab. Daher muß es Zielsetzungeiner Bestandsaufnahme und Schadensanalyse sein, zunächst in einem Soll-Ist-Vergleich dieaktuelle Situation zu erfassen, den Schaden zu beurteilen, sowie den Schadenshergang und dieSchadensursachen zu erkennen, aus denen die erforderlichen Maßnahmen abgeleitet werdenkönnen [5, 199 Hillemeier].

3.2 Messungen und Analyse-Aufstellung einer Schadensdiagnose

Bild 3--1 gibt eine Übersicht zu Voruntersuchungen und zur Erfassung des Ist-Zustandes. DieErfassung des Ist-Zustandes ist die Voraussetzung für eine qualifizierte Ausführung derInstandsetzungsmaßnahmen.

Visuelle Inspektion

Korrosion der Bewehrung

weitere Untersuchungen

Risse Risse +Rostspuren

Risse +Abplatzungen

Rostspuren

Untersuchungdes Stahls

Untersuchung aufSulfideinschlüsse (Zuschlag)

kein Rost Rost nicht an derStelle des Rostens

vorhanden

Untersuchung desTtragwerks

nichts machen

Festigkeit Karbonatisie-rungstiefe

BetondeckungElektrischesPotential

Chloridgehalt Zementgehalt ChemischerWiderstand

Dichtigkeit

Bild 3--1: Visuelle Inspektion nach [5], [195]

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44Diagnose und Ursachenfindung von Schäden

Aufgrund der Vielartigkeit der Betonschäden und der unterschiedlichen Schadensursachenmüssen bei der Auswahl der zu ergreifenden Maßnahmen die Ursachen festgestellt werden, diezu Korrosionsschäden geführt haben. Insbsondere muß festgestellt werden, ob dieKorrosionserscheinungen infolge Karbonatisierung oder durch Chlorid entstanden sind. Einweiteres wichtiges Kriterium für die spätere Feststellung von Instandsetzungsverfahren ist dieFrage, ob einemangelndeQualität derBetonüberdeckung bei normalenUmweltbedingungen zurKorrosion geführt hat oder ob örtlich oder global besonders aggressive UmweltbedingungenUrsachen für den Schaden waren [Schießl 194]. Deshalb ist es nötig, im Einzelfall eineobjektspezifische Schadensanalyse durchzuführen.

Aufgrund der hochentwickelten Apparate und Meßtechnik können sehr viele detaillierteMeßergebnisse ermittelt werden. Man sollte jedoch immer im Sinne der günstigstenPreis-Leistungsverhältnisse bemüht sein, die wichtigsten, für das Objekt relevanten Meßdatenzu ermitteln. Die dazu notwendigen Geräte sind zweckmäßig in Abhängigkeit ihresArbeitumfanges in drei Gruppen unterteilt. Dabei wird zwischen geringem, erhöhten und hohemtechnischen Aufwand unterschieden. Das generelle Vorgehen bei Prüfverfahren derSchadensdiagnose ist in [5 Hillemeier et.al.] beschrieben.

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45Stand des Wissens

4. Instandsetzungskonzept

4.1 Allgemeines

Wenn eine Schadensdiagnose vorliegt, ist der qualitative Zustand des Objektes relativ genaubekannt. Somit ist esmöglich, einen optimalen objektbezogenen Schutz der Bewehrung bzw. einSanierungskonzept zu entwerfen.Ziel und Methodik der Instandsetzung von Betonoberflächen unterscheiden sich grundsätzlichdahingehend, ob ausschließlich die Betonoberfläche in einen den Anforderungenentsprechenden Stand versetzt werden soll oder ob korrosionsgefährdeter bzw. bereitskorrosionsaktiver Bewehrungsstahl vor Korrosion geschützt werden soll. Zur Beseitigung vonSchäden an Betonoberflächen wird der schadhafte Beton entfernt und durch reinenZementmörtel (CC) oder kunststoffmodifizierten zementgebundenen Mörtel (PCC) oderReaktionsharzmörtel (PC) ersetzt. DieWahl der Reparaturmaterialien und derVerfahrenstechnikergibt sich zum einen aus aufzutragender Dicke, Größe und Lage der instandzusetzenden Fläche,ferner aus möglichen Umweltbelastungen.DieWiederherstellung desKorrosionsschutzes der Bewehrung kann unter Berücksichtigung derin Abschnitt 2.5 beschriebenen Vorgänge und Zusammenhänge durch folgende Maßnahmenerreicht werden :-- Vermeiden der anodischen Teilreaktion-- Vermeiden der kathodischen Teilreaktion-- Verhindern des elektrolytischen ProzessesZusätzlich können Anstriche mit hohem Diffusionswiderstand gegen das Eindringen vonaggressiven Ionen erforderlich werden [5, 11, 20].

4.2 Verfahren zur Instandsetzung von Betonoberflächen

4.2.1 Die Oberflächenvorbereitung

In allen Fällen, in denen Reparaturmaterial ergänzt, erneuert oder aufgetragen wird, kommt derBeschaffenheit des Untergrundes eine wesentliche Bedeutung hinsichtlich der Dauerhaftigkeitzu. Diese Dauerhaftigkeit kann vor allem durch eine zu geringe Haftfestigkeit verlorengehen.Um eine erfolgreiche Instandsetzung einer Betonoberfläche zu gewährleisten, sind meistzusätzliche Maßnahmen erforderlich. Die geforderten Eigenschaften sollen den Verbundzwischen dem Betonuntergrund und dem aufzubringenden Reparatursystemen ermöglichen unddie Aufnahme der Beanspruchungen während der Nutzung des Bauteils sicherstellen. Für diemechanischen Eigenschaften des Betonuntergrundes werden in Richtlinie ZTV-SIB 90 [3]erforderliche Abreißzugfestigkeiten angegeben, zum Teil in Abhängigkeit von denanschließenden Reparaturmaßnahmen. Ein Eckwert ist die Mindestabreißfestigkeit min. ßHZ =1,5 N/mm2. Für weniger beanspruchte Betonuntergründe werden kleinere, für stärkerbeanspruchte Betonuntergründe größere Mindestabreißzugfestigkeiten zwischen 0,8 und 2,0N/mm2 gefordert.Anforderungen an die chemischen Eigenschaften des Betonuntergrundes beziehen sich auf denKorrosionsschutz des Bewehrungsstahles. Hierbei darf in Abhängigkeit vom gewähltenInstandsetzungsprinzip eine bestimmte maximale Karbonatisierungstiefe nicht überschrittenwerden. Darüberhinaus ist der Gehalt eingedrungener Chloride begrenzt. Besonders bei der

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46Stand des Wissens

örtlichen Instandsetzungmüssen alle diejenigen Bereiche entfernt werden, in denen der kritischekorrosionsauslösende Chloridgehalt überschritten ist, unabhängig davon, ob bereits Schädenerkennbar sind oder nicht.Unmittelbar vor dem Auftrag des gewählten Reparatursystems muß der Betonuntergrund einegewisse Feuchte bzw. die Oberfläche eine gewisse Feuchtebelegung aufweisen. Kommenzementgebundene Reparatursysteme zumEinsatz, so ist die Oberflächemattfeucht vorzunässen.Für dasAufbringen eines kunstharzgebundenen Reparaturwerkstoffesmuß der Betonuntergrundmöglichst trocken sein, [Harrdt 29].Darüberhinaus bestehen Anforderungen an die Temperatur von Beton und Umgebung währendder Instandsetzung sowie an den Reinheitsgrad von freigelegter Bewehrung undBetonoberfläche. Ergeben Untersuchungen, daß diese Anforderungen nicht erfüllt werden, istder Betonuntergrund durch geeignete Verfahren vorzubereiten. Dazu bedient man sich in derPraxis mechanischer, thermischer und chemischer Verfahren. Eine umfassende Darstellung derz.Z. gebräuchlichen Methoden enthält [5]. Zu den wichtigsten Methoden gehört dasSandstrahlen, Flammenstrahlen, Stocken und Fräsen und Hochdrucksandstrahlen. Die Auswahlder Verfahren richtet sich nach dem Grad der Flächenschädigung und Verschmutzung sowie derGröße der zu bearbeitenden Flächen und abzutragenden Schichtdicken.

4.2.2 Korrosionsschutz der Bewehrung

Ziel bei allen Maßnahmen zur Wiederherstellung des Korrosionsschutzes der Bewehrung mußes sein, zukünftige Korrosion zu vermeiden. Dazu muß mindestens ein Teilprozeß deselektronischen Korrosionsvorgangs (anodische Reaktion, kathodische Reaktion oderelektrolytischer Ablauf) unterbunden werden, damit die Eisenauflösung verhindert wird. In derPraxis wird hauptsächlich der geschädigte karbonatisierte oder chloridverseuchte Beton durchgeeignete Verfahren entfernt. Die freiliegenden Bewehrungsstähle werden entrostet und derStahl mit einer Korrosionsbeschichtung versehen. Betondurchbrüche und andere Unebenheitenwerden mit reinem Zementmörtel oder speziell formuliertem kunststoffgebundenemInstandsetzungsmörtel reprofiliert.

DiesesVerfahren ist bei chloridinduzierter Korrosion problematisch, da die Risiken für eineKor-rosion nach der Instandsetzung wesentlich größer sind als bei der karbonatisierungsreduziertenKorrosion.Deshalbmußdie Instandsetzungsstrategiemit entsprechendhohemSachverstandundmit Sorgfalt geplant und ausgeführt werden. DieMöglichkeiten derMakrokorrosionselementbil-dung und deren Auswirkung nach der Instandsetzung sind insbesondere zu beachten [Schießl194].

Diese Teilreaktion kann ebenfalls unterbunden werden, wenn die Sauerstoffzufuhr zur Kathodevollständig gestoppt wird, d.h. die gesamte Konstruktion müßte dabei luftdicht eingepacktwerden. Theoretisch kann dabei entweder eine Beschichtung der Bewehrung erfolgen oder eineVersiegelung der gesamten Betonoberfläche. Dieses Verfahren gilt jedoch als nicht sicherbeherrschbar. Es ist in der Praxis nicht möglich, den Sauerstoffzutritt zur Oberfläche derBewehrung in der gesamten Konstruktion sicher und dauerhaft zu verhindern. Dies ist allenfallsfür Bauteile unter Wasser möglich, die aber ohnehin nicht korrosionsgefährdet sind. Diesetheoretische Möglichkeit kommt deshalb als Korrosionsschutzprinzip nicht in Frage.

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47Stand des Wissens

Sind größere Betondeckungen über dem Bewehrungsstahl nachträglich möglich, kann derKorrosionsschutz durch Wiederherstellung des alkalischen Milieus an der Bewehrung mitzementgebundenem Beton erfolgen. Dies kann entweder durch eine Realkalisierung vonkarbonatisiertemBeton oder durchErsatz des karbonatisierten oder chloridhaltigenBetons in derUmgebung der Bewehrung durch einen ausreichend alkalischen Instandsetzungsmörtel oderBeton geschehen. Dabei ist darauf zu achten, daß keine aggressiven Bestandteile imInstandsetzungsmörtel vorhanden sind.

Zur Gewährung des Korrosionsschutzes der Bewehrung durch Begrenzung des Wassergehaltesim Boden muß die Wasseraufnahme über die Betonfläche verhindert werden, da einelektrolytischer Ablauf nur bei ausreichendem Feuchtigkeitsgehalt im Beton möglich ist. DurchdieseMaßnahmewird auch der anodische und kathodische Teilprozeß wesentlich verhindert. Dadie Feuchtigkeitsaufnahme über mehrere Oberflächen erfolgen kann ist häufig eine allseitigBeschichtung erforderlich, was die Anwendbarkeit dieses Verfahrens erheblich einschränkt.

Besonders bei stark chloridhaltigem Beton ist eine vielversprechende Instandsetzungsmöglich-keit das elektrochemische Verfahren des Kathodenschutzes. Dies wird erreicht durch leitendeVerbindung der Bewehrung mit einer Gegenanode, die in einem aufgetragenen Reparaturmörteleingebettet sein könnte. Mit Hilfe einer Gleichstromquellewird dieBewehrung kathodisch pola-risiert, um die anodische Teilreaktion zu unterdrücken [3, 5, 194].

4.2.3 Haftbrücken

Zur Verbesserung der Dauerhaftigkeit des Verbunds zwischen vorbereiteten Untergrundbetonund Reparaturmörtel werden Haftbrücken eingesetzt. Hierfür kommen zementgebundene,kunststoffmodifizierte und rein kunststoffgebundene Systeme zum Einsatz. HydraulischeHaftbrücken eignen sich vor allem wegen der unkomplizierten Verfahrenstechnik beiAusbesserungsmaßnahmen, die mit rein hydraulichen Werkstoffen durchgeführt werden.

In der Praxis finden häufig kommerziell angebotene polymermodifizierte Zementleime undZementmörtel-HaftbrückenAnwendung.DieAnwendungvonpolymermodifiziertenHaftbrük-ken eignet sich vor allem für Ausbesserungsmaßnahmen, die mit polymermodifizierten Repara-turwerkstoffen durchgeführt werden. Als Kunststoffzusatz werden hauptsächlich Thermoplast-dispersionen eingesetzt. Dabei kommen mehrheitlich Acrylpolymere, Polyvinyl-Copolymereund Styrol-Butadien-Mischpolymerisate zur Anwendung [Maultzsch 37], [Kwasny 38].Darüberhinaus wurden in den USA vor allem bei Brückeninstandsetzungen gute Erfahrungenmit Styrol-Butadien-Mischpolymerisatoren gemacht [ACI Committee 546 --187].

Die Dauerhaftigkeit der Haftbrücken wird in der Literatur sehr unterschiedlich beurteilt.Probleme können bei Feuchte-, Frost-, Tausalz- oder Alkalieinwirkung auftreten und hierbesonders bei Dispersionen früherer Generationen, wie Polyvinylacetaten und Propionaten.Diese werden wegen fehlender Alkalibeständigkeit kaum eingesetzt. Bezüglich derAlkalibeständigkeit der Polymere müssen für den Einsatz im Betonbau besondereAnforderungen gestellt werden. Während Epoxidharz allgemein eine gute Alkalibeständigkeitaufweist, ergeben sich bei Thermoplastdispersionen sehr unterschiedliche Werte [Haardt,Hilsdorf 26], [Haardt 29]. Bild 4--1 zeigt alkalische Hydrolysen von verschiedenenPolymerdispersionen.

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48Stand des Wissens

.

Bild 4--1 : Alkalische Hydrolyse von Polymerdispersionen [Saechtling 14]

Als rein polymergebundene Haftbrücken werden folgende Systeme eingesetzt :-- Thermoplast-Dispersionshaftbrücke-- Reaktionsharz-Emulsionshaftbrücke-- ReaktionsharzhaftbrückeDie Thermoplast-Dispersionshaftbrücke ist ein Voranstrich der Betonoberfäche mit einer Ther-moplastdispersion [Judge et al. 22]. Als Reaktionsharz-Emulsionshaftbrücke wird in Wasseremulgiertes Epoxidharz mit wasserlöslichem Polyamid als Härter und evtl. Füllstoff eingesetzt.Als Reaktionsharzhaftbrücke kommen hauptsächlich Epoxidharz-Härtergemische, gefüllt oderungefüllt mit Quarzsand oder Quarzmehl zur Verwendung [26].

4.2.4 Reparaturmörtel und Betone

Zur Beseitigung von Schäden anBetonoberflächen wird allgemein der schadhafte Beton entferntund durch folgende Reparaturmörtel und Betone ersetzt :-- reine Zementmörtel oder Betone (CC = Cement Concrete)-- Reaktionsharzmörtel oder -Betone (PC = Polymer Concrete)-- Kunststoffmodifizierte zementgebundene Mörtel oder Betone (PCC = Polymer Cement

Concrete)

Die drei oben genannten Baustoffe unterscheiden sich jeweils ausschließlich in derBindemittelzusammensetzung. Die Art des Zuschlags ist prinzipiell gleich. Während bei “CC”der Zementstein alleiniges Bindemittel ist, übernehmen beim PCC Zementstein undPolymerphasen gemeinsam die Bindemittelfunktion. Dagegen ist beim PCC allein derKunststoff für den Zusammenhalt der Zuschläge verantwortlich.

Rein zementgebundene Mörtel (CC) und Beton werden vor allem bei großflächigenInstandsetzungsmaßnahmen eingesetzt. Ob Mörtel oder Beton angewandt wird, hängt auch beidiesem Werkstoff von der erforderlichen Schichtdicke ab. Um bei niedrigen W/Z-Werten eineausreichende Verarbeitbarkeit zu gewährleisten, werden Fließmittel eingesetzt.

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Kunststoffgebundene Mörtel und Beton (PC) sind Instandsetzungssysteme, deren Bindemittelrein organisch sind, d.h. ohne jegliche anorganischeZementanteile. KunststoffgebundeneMörtelund Beton (PC) werden vor allem in kleinen Flächen dann eingesetzt, wenn keinKorrosionsschutz der Bewehrung erforderlich ist und wenn ein hoher chemischer undmechanischerWiderstand oder eine hohe Frühfestigkeit gefordert werden. Sie dürfen jedoch ausBrandschutzgründen und wegen ihrer großen Kriechverformungen nicht zur statischenMitwirkung bei der Ausbesserung tragender Bauteile herangezogen werden [5, 40].Für PC-Mörtel werden als Bindemittel hauptsächlich Epoxidharze verwendet. Daneben werdenAcrylatharze durchgesetzt, deren Vorteile eine hohe Druckfestigkeit, Verarbeitung bis --30 °Cund eine gute Instandsetzbarkeit sind.Als Zuschlag für PC-Mörtel kommt ofengetrockneter Zuschlag nach DIN4226 zurAnwendung,dessenGrößtkorn sich nach derDickeder Reparaturschicht richtet und in derRegel kleiner einemDrittel der Schichtdicke sein soll [Plöhn, Hilsdorf 40].

Kunststoffmodifizierte Mörtel und Beton (PCC) mit einem Kunststoffgehalt von > 5% bezogenauf den Zementgehalt werden vor allem dann eingesetzt, wenn in dünneren Schichten als bei reinzementgebundenenMörteln und Betonen gearbeitet werden soll. Kunststoffmodifizierte Mörtel(PCC) werden in der Literatur in zwei Untergruppen je nach Kunststoffart aufgeteilt. WerdenEpoxidharz und Härter emulgiert in Wasser zugegeben spricht man von einem “Epoxid CementConcrete“ (ECC). Wird eine Thermoplastdispersion zugegeben, spricht man von “ThermoPlastic Cement Concrete” (TCC).

4.2.5 Abschließende Schutzmaßnahmen

Im Anschluß an die Nachbehandlung der instandgesetzten Betonoberfläche können alsabschließende Schutzmaßnahme eine Reihe unterschiedlicher Stoffe aufgebracht werden. IhreHauptaufgabe ist der Schutz vor atmosphärischem Einfluß und die optische Verbesserung derOberfläche. Die zur Erfüllung dieser Aufgabe in Betracht kommenden Maßnahmen lassen sichin drei folgende Hauptgruppen einteilen [Sasse 30, 136], [Haardt 29].

Imprägnierungsmittel

Als Imprägnierung für die Betonoberfläche sind neben hydrophobierend wirkenden Silikonenporenverengende und festigendwirkendeAcrylate, Epoxid oder Stoffe auf Polyurethanbasis vonBedeutung.

Versiegelung

Versiegelungen für dünne Beschichtung bis ca. 50 μm sollen die Poren ausfüllen und einendurchgehenden Film auf der Oberfläche bilden. Sie bestehen in der Regel aus Acrylaten, Epoxidoder Polyurethanen. Die Versiegelung dient der Erhöhung der Widerstandsfähigkeit gegenmechnische und chemische Beanspruchungen.

Beschichtung

Beschichtungen hat man bisher auch noch in Dünnbeschichtung und Dickbeschichtungunterschieden. Dünnbeschichtung (100 bis 400 μm) und Dickbeschichtung (> 400 μm) dienenhauptsächlich zumAbdichtengegen FlüssigkeitenundGase, sowie zumSchutz gegen chemischeund mechanische Beanspruchungen.

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50Stand des Wissens

4.3 Zementgebundene Reparaturmörtel und Beton

4.3.1 Allgemeines

Die erforderlichen Materialeigenschaften zementgebundener Reparaturmörtel und Betonevariieren in Abhängigkeit vom vorgesehenen Einsatzgebiet in einem weiten Bereich.Sie werden durch die Zusammensetzung des Betons aus folgenden Bestandteilen bestimmt :

-- Zementart und Zementgehalt

-- Anmachwasser

-- Zuschlag

-- Zusatzmittel

-- Zusatzstoffe

4.3.2 Betonausgangsstoffe

4.3.2.1 Zemente

Zement ist ein fein gemahlenes hydraulisches Bindemittel. Mit Wasser angemacht erhärtet derZement sowohl an der Luft als auch unter Wasser und bleibt hart. Zement muß raumbeständigsein. Er muß eine bestimmte Druckfestigkeit erreichen. Durch seine große Druckfestigkeitunterscheidet sich der Zement von anderen hydraulischen Bindemitteln.

Die Bestandteile des Zementklinkers werden nach Keil [16] in drei Gruppen unterteilt: DieHauptbestandteile sind SiO2, Al2O3, Fe2O3 und CaO, die für Modul-- und Phasenrechnungherangezogenwerden.AlsNebenbestandteile I werdenunlöslicher Rückstand, freiesCaO,MgO,Na2O, K2O und SO3 bezeichnet. Im Gegensatz zu den Nebenbestandteilen II (Cl, F, TiO2, usw.)ist die, wenn auch geringe Menge der Nebenbestandteile I für bestimmte Eigenschaften desspäteren Zements vonBedeutung. Sind dieAnalysenergebnisse eines Portlandzementesbekannt,so kann näherungsweise sein potentialer Mineralbestand nach Bogue, d.h. der Gehalt an C3S,C2S, C3A, C4AF und CaSO4 berechnet werden [Czernin 106]. Tabelle 4--1 zeigt Eigenschaftenvon Klinkerphasen.

Tabelle 4--1: Klinkerphasen und deren Eigenschaften [Hillemeier 5]

Klinkerphasen Wärmemenge in J/g Zementtechnische Eigenschaften

Tricalciumsilicat3 CaO ¡ SiO2 (C3S)

525 Schnelle Erhärtung,hohe Hydratationswärme

Dicalciumsilicat2 CaO ¡ SiO2 (C2S)

250 Langsame stetige Erwärmung, niedrige Hydratationswärme

Tricalciumaluminat3 CaO ¡ Al2O3 (C3A)

1340 In größerer Menge (> 3 M.-%) : Schnelles Erstarren, hoheHydratationswärme, geringer Widerstand gegenüber Sulfaten(Ettringittreiben : C3A ¡ 3 CaSO4 ¡ 32 H2O),hohes Chloridabbindevermögen(Friedel’sches Salz : C3A ¡ CaCl2 ¡ 10 H2O)In geringer Menge (< 3 M.-%) : hoher Sulfatwiderstand

Calciumaluminatferrit4 Ca ¡ (Al2O3, Fe2O3)C4(A,F)

420 Dunkle Farbe, Flußmittel

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51Stand des Wissens

Die verschiedenen Klinkerphasen unterscheiden sich sowohl in ihrer Reaktionsgeschwindigkeitals auch in ihrem Beitrag zur Festigkeitsentwicklung des Zementsteins.

C3A und C3S hydratisieren am schnellsten, während das C2S deutlich langsamer reagiert. Diefrühe Reaktion des C3Awird durch Calciumsulfat gebremst. Während das C3S für die Entwick-lung der Frühfestigkeit entscheidend ist, trägt das C2S vor allem zur Festigkeitsentwicklung inhöheremAlter bei. Bei der Hydratation dieser KlinkerphasewirdWärme freigesetzt. Diese soge-nannte Hydratationswärme ist am höchsten für die Klinkerphase C3A, etwas geringer für C3Sund C4AF und am geringsten für das C2S. Als Folge dieser Eigenschaften der Klinkerphasen be-sitzen Zemente mit einer hohen Anfangsfestigkeit höhere Anteile der Klinkerphase C3S undC3A. Zemente mit niedriger Wärmetönung weisen geringere Anteile an C3S und C3A aber hö-here Anteile an C2S auf.

In üblichem Portlandzement liegt der Anteil von C2S zwischen 15 und 50 M.--%, jener von C3Szwischen 25 und 60 %. Der Anteil von C3A liegt bei 3 bis 12 M.--%, jener von C4AF bei etwa8 bis 12 M.--% [Hilsdorf 99].

Zemente mit Sondereigenschaften

Für besondere Aufgaben werden Sonderzemente hergestellt. Sonderzemente bestehen ausNormzement und zusätzlichen Bestandteilen, die verursachen, daß bestimmte Eigenschaftenbesonders entwickelt sind. Da dies jedochmeist nur aufKosten anderer Eigenschaften geschehenkann, sind solche Zemente meist nicht so universell anwendbar wie die üblichen Normzemente.Im Folgenden werden die wichtigsten Sonder--Normzemente erläutert.

Für Beton inWässern und Böden mit erhöhtem Sulfatgehalt ist Zement mit hohem Sulfatwider-stand zu verwenden. Dies ist Portlandzementmit niedrigemTricalciumaluminatgehalt von höch-stens 3 M.--% und mit einem Gehalt an Aluminiumoxid Al2O3 von höchstens 5 M.--% sowieHochofenzement mit mindestens 66 M.--% (geringe Reduzierung des erforderlichen Hüttenge-halts gegenüber dem bisher geforderten Wert von 70 M.--%) [5].

Die Calciumaluminat--Klinkerphase bestimmt maßgeblich das Beständigkeitsverhalten derZemente gegenüber chemischen Einwirkungen besonders bei Chloridangriffen. Bei Beton ausPortlandzement steigt der Diffusionswiderstand mit zunehmendem C3A--Gehalt des Zements.Dies wird damit erklärt, daß die Fähigkeit des Zementsteins, Chloride unlöslich (FriedelschesSalz: C3A.CaCl2.10H20) zu binden, u.a. mit C3A--Gehalt zunimmt.

Enthält Zuschlag alkaliempfindliche Bestandteile, so können Schäden durch Verwendung einesZementes mit niedrigem wirksamen Alkaligehalt (NA--Zement) vermieden werden. Zementemit niedrigem wirksamenAlkaligehalt sind Portlandzemente mit einem Gesamtalkaligehalt vonhöchstens 0,6 M.--% Na2O Äquivalent (der für die Alkalireaktion wirksame Alkaligehalt inM.--%: Na2O + 0,658 K2O), Hochofenzement mit mindestens 65 M.--% Hüttensand und einemGesamtalkaligehalt von höchstens 2 M.--% Na2O--Äquivalent und Hochofenzement mitmindestens 50 M.--% Hüttensand und einem Gesamtalkaligehalt von höchstens 1,10 M.--%Na2O--Äquivalent [5, 23, 99].

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52Stand des Wissens

4.3.2.2 Betonzuschlag

Zuschlag besteht aus einem Gemenge oder Haufenwerk von Körnern aus natürlichen oderkünstlichen mineralischen Stoffen. Die Körner können ungebrochen oder gebrochen sein. Sienehmen im Mittel etwa 70 % des Betonvolumens ein und beeinflussen damit wesentlich dieFrisch- und Festbetoneigenschaften.

Die Eigenschaften des Betonzuschlags sind abhängig von der Art und Beschaffenheit desGesteins, aus dem der Betonzuschlag besteht. Einen Überblick über die Eigenschaften der fürNormalbeton vorwiegend verwendeten Gesteine gibt Tabelle 4--2 [24].

Tabelle 4--2 : Eigenschaften von Gesteinen [Dahms 24]

Gesteinsart Rohdichteρ

Dichteρ0

Wasserauf-nahme nachDIN 52 103

Druck-festigkeitnach

DIN 52 1051)

Ε-Modul

Wärmedehn-zahl

(Temperatur-bereich0--60˚C)

kg/dm3 kg/dm3 M.--% N/mm2 kN/mm2 10--6/KGranit 2,60--2,65 2,62--2,85 0,2--0,5 160--210 38--76 7,4Diorit Gabbro 2,80--3,00 2,85--3,05 0,2--0,4 170--300 50--60 6,5Quarzporphyr 2,55--2,80 2,58--2,83 0.2--0,7 180--300 25--65 7,4Basalt 2,90--3,05 3,00--3,15 0,1--0,3 250--400 96 (ρ=3,05) 6,5Quarzit,Grauwacke 2,60--2,65 2,64--2,68 0,2--0,5 150--300 60 (ρ=2,63) 11,8QuarzitischerSandstein

2,60--2,65 2,64--2,68 0,2--0,5 120--200 10--20 11,8

sonstigerSandstein

2,00--2,65 2,64--2,72 0,2--9,0 30--180 1,5--15 11,0

Dichte Kalksteine 2,65--2,85 2,70--2,90 0,1--0,6 80--180 82 (ρ=2,69)

5,0 bis 11,5SonstigeKalksteine

1,70--2,60 2,70--2,74 0,2--10,0 20--90 --, ,

Hochofenschlacke 2,50--2,90 2,90--3,10 0,4--5,0 80--240 34(ρ=2,60)

5,5

1) Bei Prüfung im trockenen Zustand

Als Zuschlag sind alle Stoffe geeignet, die eine für den jeweiligen Verwendungszweck desBetons ausreichende Kornfestigkeit aufweisen, die die Erhärtung des Zement nicht stören, dieeinen ausreichenden Haftverbund mit dem Zementstein ergeben und keine schädlichenBestandteile enthalten, die den Korrosionschutz der Stahlbewehrung im Beton beeinträchtigen[Hillemeier 5], [Weigler 23].Schädliche bzw. unverträgliche Bestandteile des Betonzuschlags sind abschlämmbare Stoffe,Glimmer, Stoffe organischen Ursprungs, erhärtungsstörende Stoffe, Schwefelverbindungen,stahlangreifende Stoffe und alkalilösliche Kieselsäure sowie bei künstlichem Betonzuschlagglasige und nicht raumbeständige Stöcke. Schädliche Bestandteile, z.B. abschlämmbare Stoffe,Stoffe organische Ursprungs oder erhartungsstörende Stoffe machen im Zweifelsfall, d.h. auchbei Überschreiten der in DIN 4226 angegebenen Grenzwerte, eine Betoneignungsprüfung überdie Verwendbarkeit des Betonzuschlags erforderlich. Der mögliche negative Einflußabschlämmbarer Stoffe hängt sehr von deren Art ab und wird häufig überschätzt.

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53Stand des Wissens

Abschlämmbare Bestandteile wirken sich in größerer Menge in der Regel dann nachteilig aus,wenn sie tonartig sind und entweder als Klumpen auftreten oder am übrigen Betonzuschlaganhaften, da sie dann die Verbundfestigkeit von Zementstein-Zuschlag herabsetzen und dasSchwinden und Quellen des Betons erhöhen. Die Verträglichkeit des Zuschlags istBindemittelabhängig. Gefährlich für Zement sind Anhydrit, Gipsstein, schwefelhaltigeGesteinewie Pyrit (Schwefelkies), bleihaltige Gesteine und Kohle [Hillemeier, et al. 5], [Hilsdorf et al.99].

Der natürliche Betonzuschlag ist für die Dauerhaftigkeit des Betons vonwesentlicher Bedeutung[5] :

-- gefügespezifische Eigenschaften : Gesamtporösität und Porenverteilung beeinflussen dieWasseraufnahme. Nachteilig sind Schichtungen wie beim Sandstein und Kalkstein,Schieferungen wie bei Glimmerschiefer, Risse und andere Inhomogenitäten.

-- Stoffspezifische Eigenschaften : ungünstiges Witterungsverhalten weisen die MineralienGlimmer, Olivin und Pyrit sowie Tonmineralien auf, besonders wenn sie lagig orientiertvorliegen. Silikatisches Bindemittel ist widerstandsfähig, kalkiges Bindemittel wenig undtoniges Bindemittel, z.B. in Sandsteinen, ist ungeeignet. Sulfatschäden können eintreten,wenn der Betonzuschlag FeS2 (Pyrit), FeS (Eisensulfid) oder andere Sulfide enthält, diedurch allmähliche Oxidation unter Volumenvergrößerung in Sulfate übergehen nachfolgenden Gleichungen :

2 FeS2 + 7½ O2 + H2O FeS2 (SO4)3 + H2SO4 (4--1)

Fe2 (SO4)3 + 4 H2O 2 FeOOH + 3 H2SO4 (4--2)

Eisen-III-Sulfat + Wasser Eisenoxidhydroxid (Rost) + Schwefelsäure

Die entstehende Schwefelsäure kann weitere Schädigungen verursachen. Schwerspat(BaSO4) darf als Betonzuschlag verwendet werden. Es ist wasserunlöslich.

Zuschlag für bewehrten Beton darf keine schädlichen Mengen an Salzen enthalten, die denKorrosionsschutz der Bewehrung im Beton beeinträchtigen, z.B. Nitrate oder Halogenide(außer Fluorid). Der Gehalt an wasserlöslichem Chlorid (bezeichnet als Chlor) darf beiPrüfung nach DIN 4226 Teil 3 bei Zuschlag für bewehrten Beton mit sofortigem Verbund0,02 M.-% nicht überschreiten.

Betonzuschläge mit alkalireaktiver Kieselsäure können in feuchter Umgebung mit den Alkalienim Beton reagieren. Unter ungünstigen Umständen führt dies zu einer Volumenzunahme und zuRissen oder sogar zu einer starken Schädigung der Betonbauteile und damit zu einerBeeinträchtigung ihrer Tragfähigkeit und Dauerhaftigkeit. Als alkaliempfindlich geltenGesteine, die amorphe oder feinkristalline Silikate enthalten, z.B. Opal, Calcedon und bestimmteFlinte [5, 23, 99].

In einem begrenzten Teil Westirans gibt es große Mengen von Betonzuschlag, diealkaliempfindliche Betonzuschlagstoffe enthalten. In Südpersien, besonders am PersischenGolf, ist bis jetzt kein alkaliempfindlicher Betonzuschlagstoff festgestellt worden.

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54Stand des Wissens

4.3.2.3 Anmachwasser

Zugabewasser (Anmachwasser) ist der Teil des im Frischbeton enthaltenen Wassers, der derMischung zugesetzt wird und nicht bereits mit demZuschlag als Oberflächen-- oderKernfeuchteoder ggf. mit Betonzusätzen in den Beton gelangt.

Das Zugabewasser darf nicht unzulässig große Mengen an Bestandteilen enthalten, die dasErstarren oder Erhärten des Zements oder die Eigenschaften des Betons (Festigkeit,Dauerhaftigkeit, Raumbeständigkeit und Ausblühungen) ungünstig beeinflussen oder denKorrosionsschutz der Bewehrung beeinträchtigen. So können öl--, fett-- und zuckerhaltigeWasser, huminehaltige Wasser erstarren und das Erhärten des Betons beeinträchtigen.

Als Zugabewasser sind die meisten in der Natur vorkommenden Wasser geeignet, z.B.Regenwasser, Grundwasser, Moorwasser oder nicht durch Industrieabwasser verunreinigtesFlußwasser. Meerwasser ist für unbewehrten Beton brauchbar, aber nicht für bewehrten Betonund Spannbeton, weil dadurch der Korrosionsschutz der Bewehrung im Beton beeinträchtigtwird. Für Spannbeton und für Einpreßmörtel darf der Chloridgehalt desZugabewassers 600mg/lund für Stahlbeton 2000mg/l nicht überschreiten (sieheDIN4227) [5, 23, 99]. DieseGrenzwertestimmen mit der IRAN--Norm für die Beurteilung von Zugabewasser in Beton überein. Tabelle4--3 zeigt Grenzwerte für die Beurteilung von Anmachwasser für den Frischbeton nach demMerkblatt des Deutschen Betonvereins.

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55Stand des Wissens

Tabelle 4--3 : Grenzwerte für die Beurteilung von Anmachwasser für den Frischbeton nach dem Merkblatt desDBV [10]

Prüfung Prüfverfahren Beurteilungg

brauchbar bedingtbrauchbar 1)

unbrauchbar

1 Farbe Visuelle Prüfung im Meßzylinder vor weißemHintergrund(Schwebstoffe absetzen lassen)

farblosbis schwach gelblich

dunkel oderbunt(rot, grün, blau)

2 Öl und Fett Prüfung nach Augenschein höchstens Spuren Ölfilm,Ölemulsion

3 Detergentien Wsserprobe in halb gefülltemMeßzylinder kräftig schütteln

geringe Schaumbildung,Schaum≦ 2 min stabil

starke Schaum-bildung(> 2 min stabil)

4 Absetzbare Stoffe 80 cm3 Meßzylinder, Absetzzeit 30 min ≦ 4 cm3 > 4 cm3

5 Geruch Ansäuern, z.B. Aquamerck--Reagenzien (mitHCl) 1)

ohne bis schwach stark(z.B. nachSchwefel-wasserstoff)

6 pH-Wert pH-Papier 1) ≧4 < 4

7 Chlorid (Cl--)

Spannbeton 3)und Einpreßmörtel

z.B. Aquamerck-Reagentien 1)Titration mit Hg (NO3)2

≦ 600 mg/l >600 mg/l 3)

Stahlbeton 3) ≦ 2000 mg/l >2000 mg/l 3)

unbewehrter Beton ≦ 4500 mg/l >4500 mg/l

8 Sulfat (SO42--) z.B. Merckoquant-Teststäbchenoder Aquamerck-Wasserlabor

≦ 2000 mg/l >2000 mg/l

9 ZuckerGlukose

z.B. Gluco-Merckognost 1)Teststäbchen

≦ 100 mg/l >100 mg/l

Saccarose Schnellprüfverfahren fehlt ≦ 100 mg/l >100 mg/l

10 Phosphat (P2O5) z.B. Aquamerck-Ragentien 1) ≦ 100 mg/l >100 mg/l

11 Nitrat (NO3--) z.B. Merckoquant-Teststäbchen 1) ≦ 500 mg/l >500 mg/l

12 Zink (Zn2+) z.B. Merckoquant-Teststäbchen 1) ≦ 100 mg/ >100 mg/l

13 Huminstoffe 5 cm3 Wasserprobe in Reagenzglas füllen.5 cm3 3-%ige oder 4-%ige Natronlaugezusetzen, schütteln,nach 3 min Prüfung nach Augenschein 1)

heller als gelbbraun dunkler alsgelbbraun

1) Beschreibung gemäß der Gebrauchsanweisung des Herstellers.

2) “bedingt brauchbar” heißt : Die endgültige Beurteilung ist von einer Beurteilung im Einzelfall und/oder derbetontechnologischen Vergleichsprüfung abhängig.

3) Ggf. ist eine günstigere Beurteilung möglich, wenn der Chloridgehalt aller Betonausgangsstoffe

berücksichtigt wird. Im allgemeinen werden Chloridgehalte≦0,20% des Zementgewichts für Spannbeton,

≦0,40 % des Zementgewichts für Stahlbeton als unschädlich angesehen.

4.3.2.4 Betonzusatzmittel

Betonzusatzmittel sind flüssige oder pulverförmige Stoffe zur Beeinflussung der Eigenschaftenvon Mörtel und Beton, die chemisch oder physikalisch wirken und dem Beton nur in geringenMengen (< 5 M.--%) zugegeben werden.

InDeutschland bedürfen Zusatzmittel einer Zulassung desDeutschen Institut für Bautechnik, dienach festgelegten Zulassungsrichtlinien erteilt wird [118]. In diesen Zulassungsrichtlinien wirdzwischen 8 Wirkungsgruppen von Betonzusatzmitteln unterschieden, die in Tabelle 4--4zusammengestellt sind.

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56Stand des Wissens

Tabelle 4--4 : Wirkungsgruppen von Betonzusatzmitteln [118]

Wirkungsgruppe Kurzzeichen Farbkennzeichen Wirkung

Betonverflüssiger BV gelb Verminderung des Wasseranspruchs und/oderVerbesserung der Verarbeitbarkeit

Flußmittel FM grau Verminderung des Wasseranspruchs und/oderVerbesserung der Verarbeitbarkeit, zurHerstellung von Beton mit fließfähigerKonsistenz (Fließbeton)

Luftporenbildner LP blau Einführung gleichmäßig verteilter, kleiner Luft-poren zur Erhöhung des Frost- und Taumittel-widerstandes

Dichtungsmittel DM braun Verminderung der kapillaren Wasseraufnahme

Verzögerer VZ rot Verzögerung des Erstarrens

Beschleuniger BE grün Beschleunigung des Erstarrens und/oder desErhärtens

Einpreßhilfen EH weiß Verbesserung der Fließfähigkeit, Verminderungdes Wasseranspruchs, Verminderung desAbsetzens bzw. Erzielen eines mäßigen Quellensvon Einpreßmörtel

Stabilisierer ST violett Verminderung des Absonderns vonAnmachwasser (Bluten)

Chromatreduzierer CR rosa Reduktion von Chrom (VI) zu Chrom (III)

Recyclinghilfenfür Waschwasser

RH schwarz Wiederverwendung von Waschwasser, das beimReinigen von Mischfahrzeugen und Mischernanfällt

Betonzusatzmittel sind immer durch Eignungsprüfung möglichst bei der Temperatur zu prüfen,bei der sie eingesetzt werden. Bei Überdosierung kann ihreWirkung umschlagen, d.h. aus einemVerzögerer kann ein Beschleuniger werden. BeiWechsel des Zements sindmit demZusatzmittelneue Eignungsversuche durchzuführen. Zusatzmittel können altern. Flüssige Zusatzmittelkönnen sich entmischen [5].

Im Iran wurde ein Normentwurf für Betonzusatzmittel erarbeitet, aber noch nicht verabschiedet.DerNormentwurf umfaßt 5 Zusatzmittel. Sie entsprechenweitgehend den Bedingungen “ASTMchemical Admixtures”. Zur Zeit werden Betonzusatzmittel in den Iran importiert. Sie werdennach Angaben des Herstellers auf Einhaltung der jeweiligen Norm geprüft. Bei unserenLaboruntersuchungen wurde Fließmittel von Deutschland importiert und nach Richtlinie [118]geprüft.

Betonzusatzmittel müssen betonverträglich sein und dürfen den Korrosionsschutz derBewehrung nicht beeinträchtigen. Aus diesen Gründen dürfen bestimmte chemischeVerbindungen als Wirkstoffe nicht zugesetzt werden (Tabelle 4--5).

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57Stand des Wissens

Tabelle 4--5: Höchstwerte für den Gesamtgehalt an Halogenen (außer Fluor) und anderen möglicherweisekorrosionsfördernden Bestandteilen in Betonzusatzmitteln [118]

Verbindung Beton-- und Stahlbeton Spannbeton

Halogene,ausgedrückt als Chlorid (Cl--)

BV, FM, LP, DM, VZ, BE, ST :0,2 M.-% 1)

BV, FM, LP, VZ : 0,2 M.-%EH : 0,1 M.-% 1)

Thiocyanate nicht als Wirkstoff zulässig 2) unzulässig

Nitrite, Nitrate nicht als Wirkstoff zulässig 2) unzulässig

Formiate nicht verboten unzulässig

1) Die durch das Betonzusatzmittel in den Beton gelangende Halogenmenge (außer Fluor), ausgedrückt als

Chlorid (Cl--) , darf bei Anwendungder zweifachen zulässigen Zusatzmenge folgendeHöchstwerte, bezogen

auf den Zementgehalt, nicht überschreiten :

bei Beton und Stahlbeton 0,01 M.-%

bei Spannbeton 0,002 M.-%

2) Geringe Mengen, z.B. als Verunreinigung der Ausgangsstoffe, sind nicht zu beanstanden, sofern das

Betonzusatzmittel die elektrochemische Prüfung besteht.

Dabei wird überprüft, daß das Betonzusatzmittel nicht in zulässiger Weise das Erstarren desZementleims beeinflußt, die Raumbeständigkeit beeinträchtigt, unerwünschte Mengen anLuftporen einführt oder die Korrosion der Bewehrung fördert (elektrochemische Prüfung).

Soll einBetonzusatzmittel auch für Betonmit alkaliempfindlichemZuschlag verwendetwerden,so darf der zulässige Zusatz für die in den Beton gelangende Alkalimenge, ausgedrückt alsNa2O--Äquivalent, 0,02 M.--% bezogen auf den Zementgehalt nicht überschreiten [5, 118].

4.3.2.5 Betonzusatzstoffe

Betonzusatzstoffe sind feinverteilte Stoffe, die durch chemische oder physikalische Wirkungbestimmte Betoneigenschaften beeinflussen. Sie sind als Volumenbestandteile zuberücksichtigen. Sie dürfen dasAussteifungsverhalten, das Erstarren und das Erhärten sowie dieFestigkeit und Dauerhaftigkeit des Betons und den Korrosionsschutz der Bewehrung im Betonnicht beeinträchtigen. Sie sollen dieVerarbeitbarkeit des Frischbetons verbessern und dieEntmischungsneigung verhindern. Im erhärteten Beton sollen die Betonzusatzstoffe zurSteigerung der Festigkeit, der Dichtigkeit, der Widerstandsfähigkeit gegen chemische Angriffeund zur Verbesserung der Haftung am Untergrund beitragen [5].

Nach der Reaktionsfähigkeit unterscheidetman inerte, puzzolanischeund latenthydraulischeZu-satzstoffe.

Inerte Stoffe, wieQuarz- oderKalksteinmehl, reagieren unter normalenTemperatur- undDruck-bedingungen nichtmit Zement undWasser. Siewerden demBeton zurVerbesserung derKornzu-sammensetzung im Mehlkornbereich zugesetzt.

Puzzolanische Stoffe, wie Traß, glasige Steinkohleflugasche, Silikastaub (Silicafume) und ge-tempertes Phonolit-Gesteinsmehl bilden mit Wasser und Kalkhydrat zementsteinähnliche Pro-dukte. Das Kalkhydrat wird bei der Hydratation unlöslich eingebaut.

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58Stand des Wissens

Latenthydraulische Stoffe, wie granulierte glasige Hochofenschlacke (Hüttensand), besitzen hy-draulische, dem Portlandzement vergleichbare Eigenschaften, die aber nur in Anwesenheit einesAnregers, z.B. Ca(OH2), wirksam werden. Die Anregung wird bei der Hydratation nicht ver-braucht [Weigler 23].

4.3.2.5.1 Silikastaub

Silikastaub ist ein industrielles Nebenprodukt, das im Schmelzprozß zur Herstellung vonSilicium-- und Ferrosiliciumlegierungen entsteht. In Elektrofiltern aufgefangen bestehtSilikastaub je nach Herstellungsprozeß zu 85% bis 98% aus amorpher Kieselsäure. Dieses SiO2kondensiert in mikroskopisch feinen, sphärischen Partikeln als amorphes Siliziumdioxid miteinem mittleren Korndurchmesser von ca. 0,1 μm. Silikastaub-Partikel sind deshalb etwa 100Mal feiner als Zementkorn. Tabelle 4--6 gibt die charakteristische Zusammensetzung vonPortlandzement, Silikastaub und Flugasche. Schlacke ist ebenfalls aufgeführt, kann aber nichtals eigentliches Puzzolan aufgefaßt werden, da Schlacke alleine schon hydraulischeEigenschaften besitzt.

Tabelle 4--6 : Chemische Zusammensetzung von Portlandzement, Silikastaub, Flugasche und Schlacke[Bracker 163]

Portland-Zement Schlacke Silikastaub Flugasche

CaO 54 -- 66 30 -- 46 0.1 -- 0.6 2 -- 7

SiO 18 -- 24 30 -- 40 85 -- 98 40 -- 55

Al2O3 2 -- 7 10 -- 20 0.2 -- 0.6 20 -- 30

Fe2O3 0 -- 6 4.0 0.3 -- 1.0 5 -- 10

MgO 0.1 -- 4.0 2 -- 16 0.3 -- 3.5 1 -- 4

SO3 1 -- 4 3.0 -- 0.4 -- 2.0

Na2O 0.2 -- 1.5 3.0 0.8 -- 1.8 1 -- 2

K2O 0.2 -- 1.5 3.0 1.5 -- 3.5 1 -- 5

Die physikalischen Eigenschaften sind in Tabelle 4--7 nachfolgend zusammengestellt. DerHauptunterschied liegt in der Feinheit der verschiedenen Materialien, hier charakterisiert durcheine spezifische Oberfläche in m2/g.

Tabelle 4--7 : Physikalische Eigenschaften von Portlandzement, Silikastaub, Flugasche und Schlacke[Bracker 163]

Zement Schlacke Silikastaub Flugasche Tabakrauch

Spezifisches Gewicht kg/m3 3150 2900 2100 2100 --

Schüttewicht kg/m3 1200--1400 1000--1200 200--300 900--1000 --

Glühverlust % -- -- 2--4 12 --

Spezifische Oberfläche m2/g 0.2--0.5 -- 20 0.2--0.6 10

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59Stand des Wissens

Im Vergleich zu Portlandzement ergeben sich daraus folgende Eigenschaften für den Anwender(Tabelle 4--8).

Tabelle 4--8 : Charakteristische Eigenschaften von Portlandzement, Silikastaub, Flugasche und Schlacke[Bracker 163]

Haupt-b t dt il

Partikelgröße Reaktivität Qualitäts-h kbestandteil

allein als Puzzolanschwankung

Portland-Zement CaO 1--150 μm hydraulisch -- klein

Schlacke CaO + SiO2 wie Sand latent hydraulisch schwach relativ groß

Flugasche SiO2 + Al2O3 wie Zement keine schwach relativ groß

Silikastaub SiO2 0,1 μm keine sehr gut klein

Durch die schnelle puzzolanische Reaktion des Silikastaubs mit dem Calciumhydroxid aus derZementhydratation kommt es zur Bildung einer zusätzlich festigkeitssteigernden CSH-Phase.Nach [Schultz 165] reagiert Silikastaub nicht nur mit dem Ca(OH2) sondern auch direkt mit denCHS-Phasen. Es findet eine verstärkte Polykondensation statt. Das C/S-Verhältnis bei derpozzolanisch gebildeten CHS-Phase ist kleiner als bei den anderen CHS-Phasen [Franke 166]und es steigt damit auch der Einbau von Fremdionen in die CHS-Phase.

Bei Verwendung von Silikastaub machen sich mehrere Wirkungskomponenten bemerkbar, diesich auf seine physikalische und chemische mineralogische Beschaffenheit zurückführen lassen.Durch Einsatz von Silikastaub wird die Kornpackungsdichte erhöht. Die Verbesserung derKornabstufung (bessere Hohlraumfüllung) führt bei gleichem W/Z-Wert zu höherenDruckfestigkeiten. Vorausgesetzt wird dabei, daß eine ausreichende Dispergierung derSilikastaub-Partikel durch Fließmittelzugabe ermöglicht wird [Wiens et al. 114].

Die relativ hohen Dehnungen eines Betons mit Mikrosilika bei Maximalspannung zeigen, daßder E-Modul durch den Einsatz von Silikastaub nicht so stark wächst wie die Druckfestigkeit.Die Verformungsfähigkeit des Betonzuschlages ist die Größe, die die Dehnung bei Erreichen derTraglast am stärksten beeinflußt. Die Festigkeitszunahme in der Matrixphase hat auf dieVerformungseigenschaften des Betons weniger großen Einfluß. Durch den Silikastaub wird derVerbund zwischen Zuschlag und Zement verbessert [114].

Auch im Kontaktzonenbereich werden die Verbundeigenschaften durch Einsatz von Silikastauberheblich verbessert. In Normalbeton ist diese Kontaktzone eine Schwächezone, in der eineAnreicherung von Mikrorissen und großen Calciumhydroxidkristallen vorliegt. DieseMikrorisse sind ein wesentlicher Transportweg für Schadstoffe durch Beton. Die Zugabe vonSilikastaub verringert die Dicke diese Kontaktzone erheblich. Auch wird die Größe derCalciumhydroxidkristalle in der Kontaktzone vermindert [Mehta 173]. Der Einfluß vonSilikastaub auf die Verbundzone ist in Bild 4--2 schematisch dargestellt.

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60Stand des Wissens

Bild 4--2 : Einfluß von Silikastaub auf die Kontaktzone zwischen Zementstein und Zuschlag [Goldmann 168]

Es existieren viele Arbeiten, in denen der positive Einfluß von Silikastaub auf dieDauerhaftigkeit gegenüber chemischen Angriffen wie Sulfaten, Chloriden, alkalireaktivenZuschlägen, Karbonatisierung und die Erhöhung der Festigkeit von Beton beschrieben wird[135], [Gjorv 141], [143], [Mangat 146, 147], [Marlhotra 153], [Cohen 154], [Page 155].Allerdings gibt es auch gegenteilige Ergebnisse. Kordina [169] hat vergleichendeUntersuchungen zwischen Beton aus Portlandzement und Silikastaub, Portlandzement undFlugasche und Hochofenzement und Flugasche durchgeführt. Die Betone wurden mit 18 %Salzsäure beaufschlagt. Eswurde festgestellt, daß bei handabgezogenen Prüfkörpern sowohl dieAbtragungsrate als auch die Chlorideindringungen bei den Proben aus Portlandzement undSilikastaub am stärksten waren. In [Durning 170], [ACI Committe 171] wird jedoch berichtet,daß die Beständigkeit von Beton in Säuren durch Silikastaub wesentlich gesteigert werden kann.Über eine verringerte Chloriddiffusion und eine kleinere Leitfähigkeit bei Verwendung vonSilikastaub wird in [Gjorv 172] berichtet.

In den Fällen, in denen Beton mit Silikastaub eine größere chemische Beständigkeit aufweist,wird diese vor allem auf die verfeinerte Porenstruktur und entsprechend kleinerenTransportkoeffizienten, auf die geringere Menge leicht löslicher und entsprechend reaktivenCalciumhydroxide und vermehrten Einbau von Fremdionen in die CHS-Phasen zurückgeführt.Die Porenstruktur silikastaubhaltiger Betone zeigt eine größere Anzahl Gelporen im Verhältniszu Kapillarporen [Marlhotra 153].

Die optimale Zugabe von Mikrosilikastaub liegt zwischen 5 und 10 M-% bezogen auf denZementgehalt. Zwar wird mit zunehmendem Silikastaubgehalt auch die Dichtheit des Betonsweiter erhöht.

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61Stand des Wissens

4.3.2.6 Organische Betonzusatzstoffe

ZurModifikation zementgebundener Betone gibt es sowohl thermoplastische als auch duromereZusatzstoffe, die dem Frischbeton zugegeben werden und im Laufe der Zementhydratationzeitgleich zu den mineralischen Komponenten verfestigen. Während es sich bei den duromerenZusatzstoffen um zunächst im Anmachwasser emulgierte, zweikomponentige chemischeVernetzung -- und somit reaktionsfähige Epoxidharz--Härte--Systeme handelt, sind diethermoplastischen Zusatzstoffe bereits polymerisiert; sie verfestigen rein physikalisch [134].Tabelle 4--9 gibt eine Übersicht.

Tabelle 4--9 : Kunststoffe für kunststoffhaltige Betone [Budnik et al.15]

Kunststoffe für kunststoffhaltige Betonefertiges Polymer Monomer

thermoplastische undl i h Di i

redispergierbare Pulver duroplastische Reaktionsharzepelastische Dispersionen

p gwasseremulgierbar nicht wasseremulgierbar

Vinylpropionat Vinylacetat-Ethylen-C l

Epoxidharz Epoxidharzy p p

Vinylacetat

y yCopolymere

Vi l t Eth l

p p

Polyestery

Styrol-Acrylat Vinylester-Ethylen-Copolymere

y

Melaminharz

Styrol-ButadienCopolymere

Acryl-Methacrylat

4.3.2.6.1 Thermoplastische Dispersionen

Thermoplastische Kunststoffe bestehen aus vorwiegend linearen Molekülketten, die währenddes Herstellungsprozesses, ausgehend von verschiedenen oder gleichartigen niedermolekularenBausteinen, polymerisiert werden. Die Molekülfäden der in Dispersionen eingesetztenThermoplaste sind ungleichmäßig ineinander verknäult und bilden somit einen amorphenMolekülaufbau [Großkurth 134].

Da eine gezielte Lösung oder Emulsionspolymerisation in Gegenwart von hochalkalischerZementsuspersion nicht möglich ist, werden im Betonbau grundsätzlich wäßrige Dispersionenoder redispergierbare Pulver (besonders geeignet für Trockenmörtel) von fertigen Polymereneingesetzt. Der Festkörpergehalt liegt etwa zwischen 10 und 50 M.-%. Dies ist bei derBeurteilung der Wirksamkeit und der Anrechnung desDispersionswassers auf denW/Z-Wert zubeachten.

Redispersionspulver werden durch Sprühtrocknung von der dispergierten Phase in denPulverzu-stand überführt [15]. Durch die Anmachwasserzugabe während des PCC-Mischvorgangs redis-pergieren sie und besitzen dann wiederum ihren ursprünglichen Dispersionscharakter. Aus ver-fahrenstechnischen Gründen eignen sich derzeitig nur wenige Kunststoffe für denSprühtrocknungsprozeß.

Für diemeisten praktischen Anwendungsfälle ist die Filmbildung der zunächst dispergierten Po-lymerisate nach demEntweichen desDispergiermediums von entscheidender Bedeutung. Inmi-neralisch gebundenen Baustoffen entzieht die Hydratation des Zements der Dispersion untergleichzeitiger Gefügeverfestigung dasWasser. Die Polymerpartikel verschmelzen schließlich zu

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62Stand des Wissens

einem homogenen Film, falls die Hydratationstemperatur des Zements oberhalb des polymerenGlasübergangsbereiches liegt, ansonsten verbleiben sie eingefroren in ihrer globularen Gestaltund sind folglich als Zuschlag einzustufen [Großkurth et al. 130].

Physikalisch steht die Filmbildung in ursächlichem Zusammenhang mit dem sich innerhalb desGlasübergangsbereichs einstellenden polymeren Effekts. Durch Beweglichkeit der Molekülket-ten tritt ein Verschlaufen der einzelnen globularen Teilchen zu einem homogenen Film ein. Dadie Hydratationstemperatur von vielen Einflußfaktoren abhängt und sich über den Bauteilquer-schnitt stark ändert, der Filmprozeß im Betonbindemittel jedoch die zentrale Voraussetzung fürdie Eigenschaftsverbesserung desBetons darstellt, werden derzeitig lediglich solche Polymerad-ditive verwendet, deren Glasübergangsbereich unterhalb der Raumtemperatur liegt [Großkurthet al. 134].

In Dispersionen, die zur Modifizierung mineralischer Bindemittel eingesetzt werden, liegenPolymerisatteilchen mit einer mittleren Teilchengröße von ca. 0,1 μm als dispers verteilte, vonEmulgatoren umhüllte Phase in Wasser vor. Die Emulgatoren (oberflächenaktive Substanzen)sorgen für eine homogeneVerteilungder Polymereund verhindern eineAgglomeratbildung.DieEmulgatoren können teilweise zu einer starken Luftporenbildung führen. Diese kann durchZugabe einer entschäumenden Komponente verhindert werden.

Durch denKunststoffanteil kannMörtel bzw. Beton folgende vorteilhafte Eigenschaften aufwei-sen [5] :

-- Einsparung von Anmachwasser

-- Verringerung der Entmischungsneigung

-- Erhöhung der Haftung des Mörtels und des Unterbetons

-- Verringerung des Elastizitätsmoduls

-- Erhöhung der Biegezugfestigkeit

-- Erhöhung der Dichtigkeit des Mörtels oder des Betons

Kunststoffdispersionen dürfen für Instandsetzungsarbeiten an Beton- und Stahlbetonbauteilennach DIN 1045 nur eingesetzt werden, wenn die Eignung nachgewiesen wurde. IhreBeständigkeit im feuchten, alkalischen Milieu über einen längeren Nutzungszeitraum mußnachgewiesen werden.

4.3.3 Zusammensetzung von zementgebundenem Reparaturmörtel

Die Zusammensetzung von zementgebundenem Reparaturmörtel und Beton wird in erster Linievon der zu erzielenden Schichtdicke der Ausbesserungsschicht beeinflußt. Richtwerte für dieZusammensetzung gibt Tabelle 4--10 an.

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Tabelle 4--10 :Zusammensetzung von zementgebundenem Reparaturmörtel und Beton nach dem Merkblatt desDBV [186]

Schicht-dicke[mm]

MischungsverhältnisZement : Sandbzw. Kies

Größt-korn

KornzusammensetzungSiebdurchgang in M.-%

Luftgehalt beiFrost-Tausalzein-

wirkung[mm]

Gewichtsanteile mm 0,25 mm 1 mm 2 mm 4 mm 8 mm 16 mm Vol.-%

Mörtel< 10 1 : 2,0 -- 1 : 2,5 2 < 14 65 -- 75 100 -- -- -- > 7,5

Mörtel< 20 1 : 2,5 -- 1 : 3 4 < 10 45 -- 65 65 -- 80 100 -- -- > 6,0

Beton< 40 1 : 3 -- 1 : 3,5 8 < 8 30 -- 45 45 -- 60 65 bis 80 100 -- > 5,0

Beton< 80 1 : 3,5 -- 1 : 4 16 < 6 25 -- 30 35 -- 45 45 bis 55 60 -- 75 100 > 4,0

Mit kleiner werdender Schichtdicke steigt der erforderliche Zementgehalt aufWerte bis über 500kg/m3. Um der Schwindneigung entgegenzuwirken und eine kapillare porenarmeAusbesserungsschicht zu erzielen, werden geringe W/Z-Werte (zwischen 0,3 und 0,5) unterEinsatz von Fließmitteln angestrebt. Das einzusetzende Großkorn richtet sich ebenso nach derSchichtdicke. Bei handelsüblichem Reparaturmörtel werden zumeist Kunststoffe in Form vonDispersionen, Dispersionspulver oder Emulsionen zugegeben. Als Thermoplast werdenhauptsächlich Dispersionen auf der Basis von Styrol-Butadien, Polyvinyl undAcrylat-Copolymerisationen eingesetzt. Epoxidharze werden in Form von in Wasseremulgiertem Harz-Härter-Gemisch eingesetzt.

4.3.4 Strukturen von Zementstein und Beton

Beton besitzt eine heterogene, mikroporöseVerbundstruktur vonZementstein undZuschlagstof-fen, die in enger, z.T. irreversibler Wechselwirkung mit Feuchtigkeit und Wasser steht. Bedeut-sam ist die relativ spröde Zementsteinmatrix mit einer geringen Zugfestigkeit (10 -- 15 % derDruckfestigkeit). Sie hat chemisch und physikalisch komplexe Geschichtsbeständigkeit, die ineinemunmittelbarenZusammenhangmit der Beständigkeit undDauerhaftigkeit desKompositessteht.

Das Erstarren und Erhärten des Zementsteins beruht auf der Bildung wasserhaltigerVerbindungen, den sogenannten Hydratphasen, die bei der Reaktion zwischen denZementbestandteilen und dem Anmachwasser entstehen. Die bei der Hydratation des Zementsvon der Oberfläche der Zementkörner in die mit Anmachwasser gefüllten Zwischenräumewachsenden Hydratationsprodukte werden als “Zementgel” bezeichnet [Czernin 106]. DieZwischenräume der Hydratationsprodukte werden “Gelporen” genannt [Powers 17].

Zement benötigt zu seiner vollständigen Hydratation in etwa 40M.-%Wasser [Powers 17] einenW/Z-Wert über 0,39, obwohl er nur etwa 25 M.-% chemisch binden kann. Der übrige Teil ist inGelporen durch Absorption, also physikalisch gebunden und steht für die Hydratation nicht zurVerfügung [17, 106]. Ist derW/Z-Wert deutlich unter 0,4, liegt imZementstein nebenZementgelunhydratisierter Zement vor. Bei einem W/Z-Wert von etwa 0,4 füllt das Zementgel beivollständiger Hydratation gerade denRaumaus, denbeimAnmachender Zement und dasWassereingenommen hatten. Liegt der W/Z-Wert über 0,4, so verbleiben selbst bei vollständigerHydratation Hohlräume, die als Kapillarporen bezeichnet werden. Diese sind zunächst mit

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Anmachwasser gefüllt. Aus diesen Beobachtungen folgt, daß der Anteil der Kapillarporen umso geringer ist, je kleiner derW/Z-Wert ist. Er wirdmit zunehmendemHydratationgrad geringer.Bild 4--3 zeigt die Mikrostruktur von Zementstein.

Bild 4--3 : Mikrostruktur von Zementstein nach Rilem Technical Committe [19]

Um die Bedeutung des Betongefüges für die Beständigkeit herausstellen zu können, ist es nachWittman nötig, drei Gefügeniveaus einzuführen [109]. Dabei dient das Mikroniveau dazu, diecharakteristischenEigenschaften desZementsteins zubeschreiben. ImRahmen desMesoniveauswird der Einfluß der Zuschläge, der Geometrie eines Bauteils und der Risse behandelt. DieserBereich umfaßt auch das für den Transport von Schadstoffen bedeutsame Interface zwischenZuschlag und Zementstein. Schließlich dient das Makroniveau dazu, alle Informationen zubündeln und auf dieser Basis realistische Werkstoffgesetze für die Berechnung zu entwickeln.Bei Betonmuß zudembeachtet werden, daß dieoberflächennahenZonen stofflich und strukturellvon ihnen divergieren. In der Tabelle 4--11 sind drei Gefügeniveaus, die jeweils wichtigstenEinflußgrößen und einige Beispiele für die Anwendung der unterschiedlichen Gefügeniveauszusammengestellt.

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Tabelle 4--11:Die drei Gefügeniveaus und entsprechende Anwendungsbereiche im Zusammenhang mit derBeständigkeit [Wittman 109]

Gefügeniveau Anwendungsbereiche

Mikroniveau

Mechanismen :

-- lösender Angriff-- treibender Angriff-- Ionenaustausch-- Karbonatisieren

Mesoniveau

Frostschäden

Alkalireaktion

Randeffekt

Einfluß von Rissen

Makroniveau

Bestimmen der

-- Inkubationsdauer-- Lebensdauer-- Sanierungsmaßnahmen

Die Beständigkeit des Betons ist eng verknüpft mit der Dichtigkeit und Porenstruktur desZementsteins. Die Widerstandskräfte des Betons gegen Umwelteinflüsse nehmen in der Regelim Zeitraum seiner Nutzung infolge fortschreitender Hydratation zu [110]. DieBetoneigenschaften werden von der Zusammensetzung und Verarbeitung bestimmt, d.h.insbesondere von der Art und Zementdosierung, dem W/Z-Wert, dem Zuschlag, derVerdichtung, Alterung und Verarbeitung [Piguet 111]. Auch Zusatzmittel und Zusatzstoffekönnen die Beständigkeit beeinflussen. Der Zementstein bildet sich beim Abbinden desPortlandzementes (Hydratation). Zu den wichtigsten Abbindeprodukten gehören dieCalcium-Silicat-Hydrate (CSH), die Calcium-Aluminat-Hydrate, das Monosulfat und dasCalciumhydroxid. Letzteres bedingt die stark basische Reaktion des Zementsteins und damit denSchutz der Bewehrung.

In Abhängigkeit vom vorgegebenen Wasserzementwert enthält der Zementstein immikroskopischen und submikroskopischenBereichKapillarporen, dieWasser und Salzlösungenaufsaugen können.Weiter liegen immikroskopischen bis sichtbarenBereichnichtwasserfüllbareLuft- und Verdichtungsporen vor, die bei Kristalldruck als Expansionsräume dienen. Ein dichterBeton mit einem geringen Gehalt an wasserfüllbaren Kapillarporen zeigt allgemein eine guteBeständigkeit.

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Bild 4--4 : Poren- und Partikelgrößenverteilung für den Baustoff Beton und Einfluß betontechnischerMaßnahmen auf die Porenverteilung [Smolozky 112], [Lang, Setzer 113]

Neben dem Wasserzement-Wert ist auch der Hydratationsgrad maßgebend für die Kapillar-porösität, d.h. für denwasserfüllbaren Porenanteil und damit für dieDurchlässigkeit desZement-steins. Der Widerstand des Betons gegen Eindringen von Schadstoffen steigt mit abnehmendemWasser/Zement-Wert und zunehmendem Hydratationsgrad. Der Hydratationsgrad ist abhängigvon den Erhärtungsbedingungen, insbesondere von der Feuchtigkeit und der Temperatur.

In Bild 4--4 werden dieGrößenbereiche der einzelnen Porenarten und der qualitative Einfluß vonverschiedenen bautechnischenMaßnahmen auf die Porenverteilung aufgezeigt [Smolozky 112],[Lang, Setzer 113]. RH bezeichnet den hydraulichen Radius und die linke Ordinate gibt einenAnhaltspunkt für die Partikelgröße. Darüberhinaus gibt Bild 4--4 für die einzelnen Porenradienfolgende obere Grenzen an : Mikroporen bis zu 2 nm, Mesoporen bis 50 μm, Mikrokapillarenbis 20 μm, (Meso) Kapillare bis 50 μm und Makrokapillaren bis 2 mm.

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4.3.5 Eigenschaften von zementgebundenem Reparaturwerkstoff

4.3.5.1 Festigkeit und Verformungsverhalten

Die Festigkeits- und Verformungseigenschaften zementgebundener Werkstoffe werden imwesentlichen von den Eigenschaften des Zementsteins und des Zuschlagmaterials beeinflußt.Darüberhinaus wirkt sich bei Reparaturwerkstoffen der Einfluß von Kunststoffzusätzen aus.Liegt bei zementgebundenen Werkstoffen die Zuschlagfestigkeit wesentlich über derZementsteinfestigkeit, was bis auf Leichtzuschläge in der Regel der Fall ist, so ist nebenHydratationsgrad und Luftgehalt der Wasser--Zementwert der maßgebliche Einflußfaktor derDruckfestigkeit.

Aufgrund der deutlich unterschiedlichen Zusammensetzung werden für kommerziellezementgebundene Reparaturmaterialien Druckfestigkeiten im Bereich zwischen 20 und 80N/mm2 ermittelt [Kwasny et al. 181]. Inwieweit eingesetzte Kunststoffe die Druckfestigkeitbeeinflussen, ist nicht eindeutig geklärt.

Umfangreiche Forschungsarbeiten, die sich hauptsächlich mit modifizierten Mörteln befassen,weisen auf die besondere Eignung von Kunststoffdispersion für den Einsatz in speziellenAnwendungsbereichen hin.

Franke und Böttcher [166] sowie Ohama [182] kommen zu dem Ergebnis, daß durchKunststoffmodifizierung ein Abfall der Druckfestigkeit auftreten kann, wichtiger Einflußfaktorhierbei jedoch neben Kunststoffart und -gehalt der Porenraum ist.

So steigern beispielsweise Styrol-Butadien (SBR) und Polyacrylsäureester (PAE) mitzunehmender Zugabemenge die Biege-, Zug- und Druckfestigkeiten von früh-hochfestemMörtel. Demgegenüber reduzieren Polyvinylacetate (PVAC) die Festigkeitseigenschaften [174].

Hohe Luftgehalte im Frischmörtel ergeben sich bei thermoplastmodifizierten Mörteln inAbhängigkeit von der Mischdauer [Grübl 202], dem Kunststoffgehalt [Großkurth 134] und derKunststoffart [182]. Ob auch Epoxidharzemulsionen zu einer Erhöhung des Luftgehalts führen,ist nicht eindeutig geklärt [202],[166]. Grübl und Fiebier [202] ermitteln fürepoxidharzmodifizierte Mörtel mit steigendem Kunststoffgehalt einen Anstieg derDruckfestigkeit. Bild 4--5 zeigt die Ergebnisse verschiedener Autoren zum Einfluß desKunststoffgehaltes auf die Druckfestigkeit von zementgebundenen Reparaturmörteln.

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68Stand des Wissens

134201

200 138202

166

Bild 4--5 : Druckfestigkeit zementgebundener Reparaturwerkstoffe in Abhängigkeit vom Kunststoffgehalt

Auch die Zugfestigkeit eines zementgebundenenWerkstoffes ist von der Zusammensetzung desZementsteins und den Eigenschaften des Zuschlages abhängig. Dabei beträgt die zentrischeZugfestigkeit des Werkstoffes nur 1/10 bis 1/15 der Druckfestigkeit. Zur Bestimmung derZugfestigkeit zementgebundener Werkstoffe wird häufig der Biegezugversuch herangezogen.Die dabei ermittelte Biegezugfestigkeit entspricht ca. 1/5 bis 1/9 der Druckfestigkeit. DieBiegezugfestigkeit kommerzieller Reparaturmörtel liegt je nach Zusammensetzung im Bereichzwischen 4 und 16 N/mm2 [Kwasny, Roosen et al. 181].

Umfangreiche Untersuchungen von [Ohama 182], [183] weisen für vergleichbar modifizierteMischungsansätze, d.h. Mischungen mit gleichem W/Z-Wert, gegenüber dem konventionellenReferenzansatz höhere Zug- und Biegezugfestigkeiten bei reduzierter Druckfestigkeit nach. DiegestiegeneZugfestigkeit begründet ermit seinerVerbesserung desVerbundes zwischenZuschlagund Zementstein durch ein polymeres Netzwerk. Tendentiell bestätigende mechanischeKennwerte ermittelten [Akihama et al. 184].

Großkurth und Konietzko [134] entnehmen Ihren Untersuchungen, daß sich die Druckfestigkeitdurch Zugabe von Thermoplastdispersionen bei Trockenlagerung verringert.

Allgemein wird die Auffassung vertreten, daß Kunststoffe die Zugfestigkeit beiTrockenlagerung erhöhen [166, 197, 202, 204]. Kommt es bei einer Feucht- undWechsellagerung zum Quellen der Polymerpartikel, kann die Zugfestigkeit abfallen [Bargava53], [204]. Volle Festigkeit kannwieder erreicht werden, wenn ein Nachhärten durch Trocknungmöglich ist [204]. Bei rein zementgebundenen Werkstoffen führt eine Feuchtlagerung zuhöheren Zugfestigkeiten infolge verminderter Schwindrißbildung. Bild 4--6 zeigt die Ergebnisseverschiedener Autoren für den Einfluß des Kunststoffgehaltes auf die Zugfestigkeit vonzementgebundenen Reparaturmörteln [29].

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69Stand des Wissens

166202

201

138

200

ß zk/ß

z0∗∗ ∗∗100[%

]

Bild 4--6 : Zugfestigkeit zementgebundener Reparaturwerkstoffe in Abhängigkeit vom Kunststoffgehalt

Der E-Modul alsMaß für die elastischen Verformungen des Betons ist in erster Linie vonArt undGehalt des Zuschlags abhängig und steigt mit zunehmendemAlter und Feuchtigkeitsgehalt [23].Für zementgebundene Reparaturwerkstoffe liegt der E-Modul im Bereich zwischen 20.000 und40.000 N/mm2. In der Regel wirken Kunststoffe jedoch reduzierend auf den E-Modul [202,204]. Bild 4--7 zeigt den Einfluß des Kunststoffgehaltes auf den E-Modul als Zusammenstellungvon Ergebnissen verschiedener Autoren.

204202

201

Bild 4--7 : E-Modul zementgebundener Reparaturwerkstoffe in Abhängigkeit vom Kunststoffgehalt

4.3.5.2 Verformungen durch Schwinden

Ob es in Abhängigkeit von der Kunststoffmenge zur Reduzierung von Schwindverformungenkommt, ist nicht eindeutig geklärt. Rößler [197] weist darauf hin, daß die Schwindneigung nichtnur von der Kunststoffart und -menge sondern auch von den in Dispersionen enthaltenenZusatzstoffen abhängt. Bei epoxidharzmodifizierten Mörteln kommt es zu einer Vergrößerungder Schwindverformungen durch den Reaktionsschwund des Harzes [198]. Zu einerVerringerung des Schwindens führen jedoch bei den PCC die niedrigeren Wasser- undZementgehalte. Die im Alter von 90 Tagen ermittelten Schwindverformungen anReparaturmörteln schwanken im Bereich zwischen 0,6 und 2,0 ‰. Bild 4--8 zeigt alsZusammenfassung von Ergebnissen in der Literatur die Abhängigkeit der Schwindverformungvom Kunststoffgehalt bei zementgebundenen Reparaturmörteln.

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70Stand des Wissens

206

201

Bild 4--8 : Schwindverformungen zementgebundener Reparaturwerkstoffe in Abhängigkeitvom Kunststoffgehalt

Deutlich wird, daß es infolge der Kunststoffmodifizierung zu Beginn der Austrocknungsphasezu einer Verzögerung der Schwindverformungen kommen kann. Die tatsächliche Größe derEndschwindverformungen hängt jedoch von Kunststoffart und Gehalt ab.

4.3.5.3 Verformungen durch Temperaturänderungen

Die Temperaturdehnungen zementgebundener Reparaturwerkstoffe sind abhängig von denTemperaturdehnungen der Einzelbestandteile Zementstein, Kunststoff, Zuschlag, von derMenge der Einzelbestandteile, vom Feuchtigkeitszustand und von der Temperatur [99].

Die Temperaturdehnzahlen üblichen Zuschlags liegen nach [99] zwischen 4 und 14⋅10--6/K inAbhängigkeit von der Zuschlagart. Die Temperaturdehnungen des Zementsteins sindinsbesondere abhängig vom Feuchtigkeitsgehalt und schwanken zwischen 10⋅10--6/K fürgesättigten und trockenen Zementstein und 23⋅10--6 /K bei 65 % r. F. [12, 95, 125].

Die Temperaturdehnzahlen von Kunststoffen liegen in Abhängigkeit von der Kunststoffartzwischen 60 und 120⋅10--6/K. Die Temperaturdehnungen von Kunststoffen sindtemperaturabhängig und steigen bei anwachsender Temperatur. Dies kann bei kunststoffreichemPCC zu einem überproportionalen Anwachsen der Temperaturdehnungen bei steigenderTemperatur führen [79]. Für zementgebundene Reparaturwerkstoffe liegen die ermitteltenTemperaturdehnzahlen im Bereich zwischen 8 und 20⋅10--6 /K [29].

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71Stand des Wissens

4.3.5.4 Einfluß der Feuchtigkeit

Während rein zementgebundene Werkstoffe von der Feuchtigkeit in Form von Luftfeuchtigkeitoder Niederschlägen nicht oder positiv im Sinne einer Nachbehandlung beeinflußt werden, führtdurch kunststoffmodifizierten Mörtel eindringende Feuchte zu einer Beeinflussung derPolymere.

Schon zu Beginn der Entwicklung polymermodifizierter Zementmörtel wurde erkannt, daß dasWasser auf die chemischen, physikalischen und mechanischen Eigenschaften despolymermodifizierten Mörtel Einfluß hat [188].

Im Allgemeinen sind thermoplastische Zusatzstoffe im hoch alkalischen Milieu desZementsteins nur bedingt beständig. Vor allem infolge des Verseifungsprozesses (oder anderenHydrolysereaktionen) können die mechanischen Eigenschaften bei feuchter Lagerung im Laufeder Zeit deutlich reduziert werden. Bild 4--9 zeigt die Abnahme der Biegezugfestigkeit infolgeWasserlagerung [Sasse 136].

Bild 4--9 : Veränderung der Festigkeit infolge unterschiedlicher Lagerung (Ausschalen nach 1 Tag, dann 72Tage Lagerung an der Luft oder unter Wasser) [Sasse 136].

Aufgrund dieser Erkenntnisse werden die hydrolyseempfindlichen Produkte in den Folgejahrendurch weitgehend beständige Polymere ersetzt, was sich in wesentlich geringeren Festigkeits-rückgängen ausdrückt.

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72Stand des Wissens

Aus einer Reihe vonUntersuchungen geht hervor, daß inAbhängigkeit von der Lagerungsart derProbekörper und den hydrophilen Eigenschaften der Polymere bzw. ihrer Hilfsstoffe für den auf-tretenden Festigkeitsverlust als Folge vonWasserlagerung der Prüfkörper nicht allein dieVersei-fungder Polymereverantwortlich ist. Festigkeitsverluste alsFolge einer auf dieTrockenlagerunganschließende Wasserlagerung sind teilweise auch auf Quellerscheinungen der Polymerpartikelzurückzuführen, welche die Hafteigenschaften der Filme beeinträchtigen und Gefügestörungenim Mörtel verursachen [136].

4.3.5.5 Chemische Beständigkeit

Die Beständigkeit von modifiziertem Beton weisen mehrere Autoren anhand der unverändertgebliebenen mechanischen Eigenschaften nach, z.B. [Ohama 175], [Gierlof und Schimelwitz176]. Auch die Dauerhaftigkeit modifizierter Mörtel werteten amtliche AmerikanischeBrückenzustandsberichte von 184 aufgeführtenBrücken aus, derenAlter bis zu 13 Jahrenbetrug.Die Brücken zeichneten sich durch ihre mit Hilfe von SBR-modifizierten Betonbeschichtungenund dadurch geschützten Fahrbahnunterkonstruktionen aus [Kuhlmann 177].

Verbesserte physikalische Mörteleigenschaften durch SBR und PAE bestätigen Kasai et al.[Kasai 178]. Steigende Kunststoffgehalte verringern die Permeabilität, das Wasseraufnahme-vermögen sowie die Karbonatisierung, die vor allem durch SBR wesentlich behindert wird,und erhöhen die Beständigkeit gegenüber Chloridbeanspruchungen. Die mittels Quecksilber-druckprosimetrie gewonnene Porenradienverteilungen ergeben für SBR-Mörtel eine geringerePorösität mit kleinen Porenradien. PAE-modifizierte Mörtel besitzen gegenüber der unmodifi-zierten Referenzprobe eine höhere Porösität und ein weites Maximum innerhalb der Häufig-keitsverteilung im Bereich großer Porenradien.

Modifizierte mineralisch gebundene Systeme haben sich mit Erfolg im Bereich derInstandsetzung von Bauwerken etabliert. Nach Shaw [179] setzen sich vor allem Dispersionenauf der Basis von SBR, PAE und Styrol-Acrylate-Copolymerisate durch. In Reparaturmörtelntragen Polymeradditive wesentlich zur Eigenschaftsformulierung bei, in dem sie dieVerarbeitbarkeit und die Haftung auf demAltbeton verbessern.Weiterhin beweisen dieseMörtelim Verfestigungszustand ihre Beständigkeit gegenüber den verschiedensten Angriffsformen beigleichzeitig guten Kennwerten [Osen 180], [Kwasny 181].

4.3.6 Beanspruchungen von Reparaturmörtel

Die an Betoninstandsetzungsmörtel zu stellenden Anforderungen richten sich nach den imEinzelfall zu erwartenden Beanspruchungen. Dabei ist immer zu trennen nach [Sasse] :

-- Beanspruchungen des Instandsetzungsmörtel selbst (durch chemische und physikalischeAngriffe (s. Abschnitt 2.3)

-- Beanspruchungen des Verbundsystems aus Instandsetzungsmörtel und Untergrundbeton.Die Beanspruchungen treten in der Praxis nicht einzeln, sondern in zeitlich veränderlichenÜberlagerungen auf.

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73Stand des Wissens

Zementgebundenene Reparaturmörtel werden grundsätzlich durch die gleichen Mechanismenbeansprucht wie die alte instandzusetzende Betonoberfläche. Als Folge von unterschiedlichenMaterialeigenschaften kommt es zu zusätzlichen Beanspruchungen, die zu Spannungen undVerformungen führen und solche, die Eigenschaften des Reparatursystems verändern bzw.korrosiv wirken.

Die Dauerhaftigkeit von Mörtelbeschichtungen wird in den meisten Fällen begrenzt durchAdhäsionsversagen. Die Haftzone zum Betonuntergrund wird durch Zwangsspannung infolgeTemperaturveränderungen und Schwindverformungen beansprucht. Diese Zwängung infolgeSchwindens des Reparaturmörtelmaterials nehmen zunächst im Laufe der Zeit zu, erreichen aberaufgrund der Kriecheigenschaften der zementgebundenen Werkstoffe ein Maximum undnehmen anschließend kontinuierlich ab. Rißgefahr besteht, wenn zu einem Zeitpunkt dieZugeigenspannung die Zugfestigkeit überschreitet. Zugspannungen werden dabei durchSchwindverformungen des Reparturmörtels sowie durch den Abkühlungsvorgang im Bauteilhervorgerufen. Bild 4--10 zeigt eine Schwindrißbildung in Abhängigkeit von der zeitlichenEntwicklung der Festigkeit. [136].

Bild 4--10 : Zwängungsspannung in Reparaturschichten [Sasse 136]

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74Stand des Wissens

4.3.7 Der Verbund zwischen Unterbeton und zementgebundenem Reparatursystem

Wird ein Reparatursystem auf einen Unterbeton aufgebracht, so kommt es zur Ausbildungadhäsiver Kräfte zwischen zwei artfremenden oder artgleichen Stoffphasen. Voraussetzung fürdie Dauerhaftigkeit einer Instandsetzungsmaßnahme ist eine ausreichende Adhäsionzementgebundener Instandsetzungsmörtel und auf dem Betonuntergrund.

Nach Fiebrich [140] kann die Ursache für adhäsive Kräfte auf mechanischeVerzahnungseffekte,physikalische Effekte und chemische Reaktion zurückgeführt werden.

Keiner der genannten Faktoren reicht allein zur vollständigen Erklärung der Adhäsion aus,allerdings kann vermutet werden, daß jeder dieser Faktoren einen Anteil an den komplexverknüpften Adhäsionsmechanismen hat. Die Frage nach der Quantifizierung vonEinflußparametern auf das Adhäsionsverhalten, z.B. Saugfähigkeit, Rauheit, Feuchtebelegungund Benetzbarkeit des Untergrundbetons, oder physikalisch-chemische Eigenschaften desfrischen Instandsetzungsmörtel oder Haftbrücke sowie Einflüsse von klimatischenBedingungen und Zeit sind noch weit von einer Klärung entfernt. Aus diesem Grund müssensowohl bei Laboruntersuchungen als auch in der Praxis diese wichtigen Parameter unbedingtberücksichtigt werden. In der Regel bietet die Anwendung einer aufgrund der Erfahrung desHerstellers auf das Gesamtsystem abgestimmten Haftbrücke eine hohe Haftzugfestigkeit undeine verbesserte Dauerhaftigkeit bei mechanischer, thermischer, hydraulischer undchemischer Beanspruchung. Die Adhäsion von zementgebundenen Instandsetzungsmörtelnzum Betonuntergrund wird in der Regel durch Zusatz geeigneter Polymere inDispersionsform oder von emulgierten Eoxidharzen verbessert [Sasse 136].

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75Versuche

5. Versuchsprogramm

Ziel der Untersuchungen ist es, die Beziehung zwischen den aggressiven klimatischenBedingungen in der Golfregion und der Verträglichkeit der Instandsetzungsmörtel mit demZustand des jeweiligenBauwerks zu untersuchen.Außerdemmüssen sowohl dieDauerhaftigkeitdes eingesetzten Instandsetzungsmörtel als auch die Beständigkeit des Verbundes zwischenInstandsetzungsmörtel und Altbeton sichergestellt werden.

Zur Beantwortung dieser Fragen werden Trockenmörtel und eigens entwickelte Mörteluntersucht, die zum Teil einen großen Widerstand gegen korrosive Einflüsse unter normalenLaborbedingungen und simulierten aggressiven Umweltbedingungen aufweisen. Es werdenzwei Trockenmörtel und fünf eigens entwickelte Mörtel untersucht und unter Verwendung vonPortlandzement, Styrol-Butadien, Vinylpropionat sowie Silikastaub hergestellt, der eine großeKorrosionsbeständigkeit erwarten läßt. Die Reparaturmörtel werden anhand der ParameterDruck- und Biegezugfestigkeit, Elastizitätsmodul, kapillare Wasseraufnahme, Schwinden,Gesamtporösität, ISA-Test und Wasserundurchlässigkeit vergleichend untersucht. DieBeständigkeit der Reparaturmörtel wird durch Einlagerung in verschiedenen Flüssigkeiten(Chlorid und Sulfat) unter normalen und unter simulierten Klimabedingungen untersucht. Diesimulierten aggressiven Umweltbedingungen orientieren sich an den klimatischen Bedingungendes Persischen Golfes.

Die Problemstellung wird in folgenden Schritten behandelt :

-- Untersuchung der mechanischen und bauphysikalischen Eigenschaften und derDauerhaftigkeit verschiedener Reparaturmörtel (Trockenmörtel bzw. eigens entwickelterMörtel) unter normalen Laborbedingungen und unter simulierten aggressivenUmweltbedingungen,

-- Feststellung der Dauerhaftigkeit des Verbundes zwischen Untergrund und Reparaturmörtelunter normalenLaborbedingungen und unter simulierten aggressivenUmweltbedingungen,

-- Ursachenforschung am Objekt mittels zerstörungsfreier und teilweise zerstörenderBetonversuche und Bestimmung des Ausmaßes der Betonschäden,

-- Beurteilung des Erfolges der instandgesetzten Objekte mittels zerstörungsfreier undteilweise zerstörender Prüfung.

Die Überlegungen zur Festlegung der Rezeptur der Instandsetzungsmörtel und zu möglichenMaßnahmen zur Erhöhung der Dichtheit und Verbundfestigkeit wurden in Abschnitt 4.3behandelt. Die Auswertung der Ergebnisse erfolgt in Kapitel 6.

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76Versuche

5.1 Laborversuche

5.1.1 Versuchsmaterialien und ihre charakteristischen Eigenschaften

5.1.1.1 Zement

Als Zement wurde ein Portlandzement der Firma Teheran verwendet. Die chemischen undphysikalischen Kennwerte des Zements sind in Tabelle 5--1 und Tabelle 5--2 zusammengestellt.

Tabelle 5--1: Chemische und mineralogische Zusammensetzung des Zements

Bestandteile Anteil in M.-% bei Zement

Glühverlust 1,74unlösl. Rückstand 0,1

SiO2 20,52Al2O3 5,5Fe2O3 4,3MgO 1,6CaO 62,78SO3 1,44

freies CaO 0,84Gesamtes Alkali 0,9

C3S 52,42C2S 19,3C3A 7,3C4AF 13

Tabelle 5--2: Eigenschaften des verwendeten Zements (DIN 1164)

Geprüfte Eigenschaft Meßwert

spez. Oberfläche nach Blaine [cm2/g] 2900Erstarren [h:min][ ]

Beginn : 3:50g

Ende : 4:25Druckfestigkeit N/mm2

3 Tage 12,5

7 Tage 22

28 Tage 33

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77Versuche

5.1.1.2 Zuschlag

Als Zuschlag wurde nach Vorversuchen ein gebrochenes Quarzmaterial ausgewählt, das denhöchsten SiO2-Gehalt und den geringsten Glühverlust aufweist. Der durchschnittliche Gehaltdes Zuschlaggemisches an SiO2 liegt zwischen 98,9 und 99,8 %. Der Glühverlust beträgt ca. 0,2M.-%.

5.1.1.3 Silikastaub

Alsmineralischer Betonzuschlagstoff wird Silikastaub der Firma “Mikrosilis IRAN”verwendet.Die Zugabemenge beträgt 7 % des Zementgemischs. Bei einer solchen Zugabemenge ist dieWirksamkeit des Silikastaubes auf die Dauerhaftigkeit des Betons gut ausgeprägt. Dennochwirddie Festigkeit des Betons noch nicht extrem erhöht. Die chemische Zusammensetzung desSilikastaubes ist aus Tabelle 5--3 zu ersehen.

Tabelle 5--3: Chemische Zusammensetzung des verwendeten Silikastaubes

Bestandteile Anteil in M.-%

SiO2 91,40Al2O3 1,28Fe2O3 1,5CaO 2,96MgO 1,20SO3 0,66Cl 0,04

Glühverlust 2,05

5.1.1.4 Kunststoffdispersion

Als organische Betonzusatzstoffe wurden Styrol-Butadien und Vinylpropionat verwendet. DerKunststoff wurde alswäßrige Dispersion zugegeben, wobei derWasseranteil der Dispersion demZugabewasser hinzugerechnet wurde.

5.1.1.5 Betonverflüssiger bzw. Fließmittel

Als Betonzusatzmittel wurde Fließmittel verwendet. Dieses Fließmittel hat als Basis einMelaminsulfonat. Es handelt sich hierbei um einen relativmoderaten Verflüssiger, sodaßmit denhier vorgestellten Mörtelrezepturen bei Verwendung des Fließmittels ein noch niedrigererWasseranspruch oder ein niedriger Wasserzementwert zu erreichen ist.

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78Versuche

5.1.2 Untersuchte Instandsetzungsmörtel

Im Rahmen der Arbeit wurde die Dauerhaftigkeit folgender Reparaturmörtel untersucht :

-- Eigens entwickelter Mörtel

-- Trockene Mörtel

5.1.2.1 Zusammensetzung und Herstellung eigens entwickelter Mörtel

Zusammensetzung :

Im Zusammenhang mit dem eigens entwickelten Mörtel wurden die möglichenMaßnahmen zurErhöhung der Dauerhaftigkeit und Beständigkeit des Verbundes zwischen Altbeton undReparaturmörtel in Abschnitt 4.3 erläutert. Sie sollen an dieser Stelle nochmals kurzzusammengefaßt werden.

-- Durch die Zugabe von Silikastaub und Polymerdispersion zuMörtel ist eine Steigerung desWiderstands gegenüber aggressivem Klima möglich.

-- Der Verbund zwischen Altbeton und Reparaturmörtel kann durch Verwendung vonPolymerdispersion verbessert werden.

Auf der Basis dieser Erkenntnisse wurden verschiedene Instandsetzungsmörtel gewählt. Für alleInstandsetzungsmörtel wurde die Konsistenz so gewählt, daß eine Spachtel- undKellenbearbeitung möglich ist.

Für die Einstellung des gleichen W/Z-Wertes der verwendeten Mörtel wurde die Zugabe einesFließmittels zumReferenzmörtel “AO” und zum silikastaubhaltigenMörtel “AM” erforderlich.Durch die stark verflüssigende Wirkung der Kunststoffdispersion im Frischbeton ist einFließmittel nicht nötig. Kennwerte bezüglich der Zusammensetzung des eigens entwickeltenMörtel sind in Tabelle 5--4 zusammengefaßt.

Tabelle 5--4 : Zusammensetzung des eigens entwickelten Instandsetzungsmörtels

Kurz-bezeich-

Mischungs-verhältnis

W/Z-Wert

Zusatzmittel

Zusatzstoffe Zuschlagskörnung

nung Zement :Sand

FM SF SBR VP 0--0,25 0,25--1 1--2 2--4Sand

M-% υ ¡ Zementgewicht M %

1 2 3 4 5 6 7 8 9 10 11

AO 1:2,5 0,35 0,5 -- -- --AM 1:2,5 0,35 1 7 -- --

10 55 15 20AS 1:2,5 0,35 -- -- 20 --

10 55 15 20

AV 1:2,5 0,35 -- -- -- 11AVM 1:2,5 0,35 -- 7 -- 11

FM = FließmittelSF = Silikastaub

SBR = Kunststoffdispersion auf Styrol-Butadienbasis

VP = Kunststoffdispersion auf Vinylpropionatbasis

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79Versuche

Im folgenden werden die einzelnen Mischungen kurz erläutert.

“AO” Dieser Mörtel wurde als Referenzmörtel mit 572 kg/m3, einemW/Z-Wert von 0,35und unter Zugabe von 0,5 M.-% Fließmittel hergestellt. Der Mörtel enthält keineZusatzstoffe.

“AM” Bei dem Mörtel “AM” wurden im Vergleich zum Referenzmörtel bei gleichemW/Z-Wert gleiche Zuschlagkörner, 7 M.-% Silikastaub, und 1 M.-% Fließmittelbezogen auf den Zementgehalt zugegeben.

“AS” Mit dieser Mischung soll bei gleichem W/Z-Wert der Einfluß der hier verwendetenKunststoffdispersion Styrol-Butadien-Basis (SBR) untersucht werden. Aufgrundder verflüssigenden Wirkung durch Zugabe von 20 M.-% wäßriger Dispersionkonnte auf den Einsatz von Fließmittel verzichtet werden. Der Wassergehalt derDispersion wurde bei der Zugabe der Wassermenge berücksichtigt.

“AV” Mit diesem Mörtel soll der Einfluß der Kunststoffdispersion auf Vinylpropionate(VP) festgestellt werden. Aufgrund der verflüssigendenWirkung durch Zugabe von11 % wäßriger Dispersion bezogen auf den Zementgehalt konnte auf den Einsatzeines Fließmittels verzichtet werden.

Diese Kunststoffdispersion wurde auch deshalb gewählt, weil sie als modifizierterReparaturmörtel für die Sanierung von Betonbauwerken am Persischen Golfangewendet wurde.

“AVM” Analog zur Mischung “AV” wurde unter Einhaltung des gleichen W/Z-Wertes von0,35 bei sonst gleicher Zusammensetzung 7 M.-% Silikastaub und 11 M.-%KunststoffdispersionVinylpropionat bezogen auf den Zementgehalt zugegeben. Beidieser Mischung konnte ebenfalls auf ein Fließmittel verzichtet werden.

Herstellung eigens entwickelter Mörtel

Bei denMischungen “AO” und “AM”wurden in einemZwangsmischer Betonzuschlag, Zementund ggf. (bei Mörtel “AM”) Silikastaub kurz trocken vorgemischt. Nach der Zugabe desgesamten Mischwassers wurde alles 1 Minute durchgemischt. Anschließend ruhte derFrischmörtel bei ausgeschaltetem Mischer für 5 Minuten. Nach dieser Ruhepause wurde derMörtel für weitere 2 Minuten unter Zugabe der erforderlichen Fließmittelmenge bei laufendemMischer weiter durchgemischt. So konnte eine optimale Wirkung des Fließmittels erreichtwerden.

Bei der Mischung mit Polymerdispersion “AS”, “AV” und “AVM” wurden nach kurzemtrockenem Vormischen des Zements, Zuschlags und ggf. Silikastaub bei Mörtel “AVM”anschließend die Polymerdispersionmit der Hälfte desZugabewassers 1Minute gemischt.UnterZugabe der anderen Hälfte desWassers wurde dieser Mörtel anschließend für weitere 2Minutendurchgemischt, um zu gewährleisten, daß hier die gleiche Mischenergie eingetragen wurde wiebei den anderen Mischungen.

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80Versuche

Die Prüfkörper wurden sofort nach Beendigung des Mischvorgangs mit einer Verdichtungszeitvon 30 Sekunden auf einem Rütteltisch hergestellt.

Während der Mörtelherstellung und der Frischmörteluntersuchung betrug die Temperatur desLaborraumes wie auch die Temperatur der Ausgangsstoffe 21˚C bis 22˚C, und die relativeLuftfeuchte lag bei 50 %.

5.1.2.2 Zusammensetzung und Herstellung von Trockenmörtel

Zusammensetzung :

Kennwerte bezüglich der Zusammensetzung der Trockenmörtel finden sich in Tabelle 5--5. DieAngaben zum Kunststoffzusatz und zur Zementart stammen von den Herstellern.

In beiden PCC sind die Kunststoffe als Pulver bereits im Werk-Trockenmörtel enthalten. DemTrockenmörtel wurde dannnur nochWasser zugefügt.Das größteKorn der beidenMörtel beträgtauf die Applikation in Schichtdicken bis 2 cmmaximal 4mm. Die Untergrenze liegt bei 0,5 mm.Für beide Instandsetzungsmörtel wurde die Konsistenz so gewählt, daß eine Spachtel- undKellenbearbeitung möglich ist. Beide Trockenmörtel enthalten Polymerfaser.

Im folgenden werden die einzelnen Mörtel kurz erläutert.

“TSI” Dieser Trockenmörtel ist für die Sanierung von Betonbauwerken in großemUmfang am Persischen Golf (Stadt Bandar Anbbass) verwendet worden. DieFertigmörtel sind aus Westeuropa nach dem Iran geliefert worden. Sie enthaltenAcrylicfaser. Die notwendige Wassermenge variiert je nach Spachtel- bzw.Kellenauftrag zwischen 16 bis 19 % bezogen auf den Trockenmörtel.

“TEM” Dieser Trockenmörtel ist für die Sanierung von Betonbauwerken am PersischenGolf (Dubai) verwendet worden. Dieser Fertigmörtel ist auch ausWesteuropa nachdem Iran geliefert worden. Er enthält Acrylicfaser. Die notwendige Wassermengevariiert je nach Spachtel- bzw. Kellenauftrag zwischen 16 bis 20 % bezogen aufTrockenmörtel.

Tabelle 5--5 : Zusammensetzung der Werk-Trockenmörtel

Kurzbezeichnungder Mörtel

Hauptgruppe desKunststoffzusatzes

Lieferform desKunststoffzusatzes(Herstellerangabe)

Korngrößedes Werk-Trocken-

mörtel (mm)

Zementart(Herstellerangabe)

TSI -- Pulver 4 Sulfatbeständig

Portlandzement

TEM Acrylat Pulver 4 Portlandzement

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81Versuche

Herstellung von Trockenmörtel

DieserMörtel wurde in der Regel nach denAngaben desHerstellers hergestellt, wobei die jeweilsgenannte zulässige Wassermenge des Mörtel zur Spachtelarbeit erreicht war. Zuerst wurde derWerk-Trockenmörtel in den 30-Liter--Zwangsmischer gegeben und 30 Sek. trockenvorgemischt. Die Flüssigkeitszugabe erfolgte bei laufendemMischer. DieMischzeit betrug 3 bis4Min. Die Prüfkörper wurden sofort nach Beendigung desMischvorgangs bzw. nach Ablauf derReifezeit mit einer Verdichtungszeit von 30 Sekunden auf einem Rütteltisch hergestellt..Während der Mörtelherstellung und Frischmörteluntersuchungen betrug die Temperatur desLaborraumes wie auch der Ausgangsstoffe 21 bis 22 ˚C, die relative Luftfeuchte lag bei 50 % .

5.1.2.3 Frischmörtelkennwerte

Bei jeder Herstellungwurden Frischmörtelkennwerte, Rohdichte undAusbreitmaßa15 nachDIN18555 Teil 2 ermittelt. Die Mittelwerte der Ergebnisse sind in Tabelle 5--6 zusammengestellt :

Tabelle 5--6 : Frischmörtelkennwerte

Kurzbezeichnung AO AM AS AV AVM TSI TEM

Ausbreitmaß (cm) 13 14 15,5 15 14 17 13,5

Rohdichte g/cm3 2,20 2,15 2,17 2,02 2,21 2,0 2,29

5.1.2.4 Nachbehandlung und Laborbedingungen

Alle Prüfkörper verbleiben nach der Herstellung zunächst einen Tag in der Form imFeuchtlagerraum bei 20˚C und 99 % rel. Luftfeuchtigkeit. Die Prüfkörper wurden nach demAusformen 7 Tage im Klimaraum bei 20˚C, 99 % relative Feuchte gelagert. Anschließendwurden die Proben unter zwei unterschiedlichen Laborbedingungen “A” und “B”weiter gelagert:

Laborbedingung A : Normale Laborbedingungen :Diese Prüfkörper wurden unter normalen Laborbedingungen bei 20˚Cund 50 % relative Luftfeuchtigkeit bis zur Prüfung gelagert.

Laborbedingung B : Unter dem Persischen Golf entsprechenden Laborbedingungen :Diese Prüfkörper wurden unter klimatischen Verhältnissen gelagert, dieder Golfregion entsprechen. Dabei betrug die Temperatur 35˚C und dierelative Luftfeuchtigkeit 70%. DieZusammensetzung des verdunstetenWassers entspricht der des Persischen Golfs. Im simulierten Laborwurden Temperatur und Feuchtigkeit regelmäßig kontrolliert.

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82Versuche

Die Anzahl und Form der Probekörper und die entsprechenden Prüfungen der gewählten bzw.gegebenen Lagerungen sind in dem Kapitel der jeweiligen Versuchsbeschreibungenwiederzufinden. Der Umfang der durchgeführten Laboruntersuchungen ist in Tabelle 5--7zusammengestellt.

Tabelle 5--7: Umfang der Laboruntersuchung

U hInstandsetzungsmörtel

Untersuchung AO AM AS AV AVM TSI TEM

Druckfestigkeit o o o o o o oBiegezugfestigkeit o o o o o o oElastizitätsmodul o o o o o o oSchwinden o o o o o o oKapillare Wasseraufnahme o o o o n. b. n. b. oISA-Wert o o o n. b. n. b. o oSulfatbeständigkeit o o o o n. b. o oChloridbeständigkeit o o o o n. b. o oHaftzugfestigkeit o o o o n. b. o o

n. b. : nicht bestimmt

5.1.3 Verbundfestigkeit zwischen Altbeton und Betonersatzsystem

5.1.3.1 Grundkörperbetonherstellung und Lagerung

Für dieUntersuchung desVerbundverhaltens von Instandsetzungsmörtel mit Altbeton wurde derGrundkörperbeton hergestellt. Für die Grundkörper wurde ein Beton mit folgender Zusammen-setzung verwendet :

Zuschlag : Kiessand, Sieblinie A/B 8 nach DIN 10451950 kg/m3

Wasser : W/Z = 0,4

Zusatzmittel : BV (1 M.-% bezogen auf Zement)

Die Betonprobekörper wurden nach der Herstellung für einen Tag unter feuchten Tücherngelagert und nach dem Entschalen bis zum Alter von 7 Tagen im Klimaraum bei 20˚C, 99 %relativer Feuchte wassergelagert. Anschließend wurden die Proben unter normalenLaborbedingungen gelagert (fast ein Jahr).

5.2.1.3.2 Haftbrücke

AlleMörtel wurden im Zusammenhangmit den vomHersteller dafür vorgesehenenHaftbrückenverarbeitet. In manchen Fällen, wie beim Mörtel “AM” und “AO”, wurden auch verschiedeneHaftbrückenalternativen eingesetzt. Die Zusammensetzung der Haftbrücken, soweit bekannt, istin Tabelle 5--8 dokumentiert.

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83Versuche

Tabelle 5--8: Verwendete Haftbrücken

KurzbezeichnungInstandsetzungsmörtel

Haftbrücke

AO Zementschlämme

AMZementschlämme + 7% Mikrosilika

AMSchlämme aus Styrol--Butadien

AS Schlämme aus dem zugehörigen PCCAV Schlämme aus dem zugehörigen PCCTSI Epoxidharz--HaftbrückeTEM Schlämme aus dem zugehörigen PCC

Die verwendeten Haftbrücken werden in 3 Gruppen eingeteilt :

a) Schlämme aus dem zugehörigen PCCb) Zementschlämmec) Epoxidharz

Alle Haftbrücken wurden auf einen angefeuchteten Untergrund aufgebracht. Eine Ausnahmemacht Trockenmörtel “TSI”. Bei diesem Mörtel wurde das Instandsetzungssystem auf einemtrockenen Betonuntergrund aufgebracht.

5.1.4 Versuchsdurchführung im Labor

5.1.4.1 Biegezug- und Druckfestigkeit

Die Untersuchung der Biegezug- und Druckfestigkeit erfolgte nach DIN 1164 Teil 7. Für diePrüfung wurden ein Prisma 40¢40¢160 mm3 und einWürfel mit Kantenlänge von 50 mm ausder Mörtelmischung hergestellt. Nach der Beendigung der Nachbehandlung (7 Tage imKlimaraum bei 20 °C, 99 % relative Feuchte) lagerten die Prismen bis zur Prüfung imAlter von7, 28, 90, 180 und 360 Tagen bei normalen und bei dem Persischen Golf entsprechendenLaborbedingungen.

5.1.4.2 Elastizitätsmodul

Die Ermittlung des E-Moduls erfolgte nach DIN 1048. Für die Prüfung wurde ein Zylinder mitden Abmessungen 150¢300 mm aus der Mörtelmischung hergestellt. Nach Beendigung derNachbehandlung wurden die Proben bis zur Versuchszeit im Alter von 28 und 360 Tagen unterLaborbedingungen “A” und “B” gelagert.

5.1.4.3 Schwinden

Das Schwindverhalten des untersuchten Instandsetzungsmörtels wurde an Prismen mit denAbmessungen 40¢40¢160 mm3mit eingebettetemMeßzapfen gemäß DIN 52450 ermittelt. JeMörtel und Lagerungsart standen 3 Prismen zur Verfügung. Die Ausmessung erfolgte nach demEntfernen der Prismen nach 24 Stunden, die weiteren Messungen im Prüfalter der Proben von3, 7, 28, 90, 180 und 360 Tagen.

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84Versuche

5.1.4.4 Kapillare Wasseraufnahme von Mörteln

Die kapillare Wasseraufnahme der Instandsetzungsmörtel wurde in Anlehnung anRILEM-CPC3 bestimmt [196]. Zur Bestimmung der kapillaren Wasseraufnahme wurdenZylinder mit einemDurchmesser von 150 mm und einer Höhe von 300 mm aus denMischungenhergestellt. Nach Beendigung der Nachbehandlung lagerten die Proben bis zu einem Alter von360 Tagen unter Laborbedingungen “A” und “B”. Vor der Prüfung wurden die Proben 14 Tagelang bei 40 ±5 °C getrocknet. Während des Versuches stand die Probenunterseite mit Wasser inBerührung. Um eineVerdunstung desWassers aus der Probe zu verhindern, wurden dieBehälter,in denen die Proben lagen, abgedichtet. Durch Nachgießen wurde die Wasserhöhe konstantgehalten. Während des Eindringvorganges wurde die zeitliche Entwicklung der Eindringmenge(zwischen 3 und 72 Stunden) durchWägung ermittelt. Die Eindringmenge wurde an jeweils dreiPrüfkörpern ermittelt.

5.1.4.5 Wasserpermeabilität (ISA-Test)

Zur Bestimmung derWasseraufnahme von Betonoberflächen ist der ISA-Test das am häufigsteneingesetzteVerfahren. ISAT ist dieAbkürzung für “Initial Surface Absorption Test” (Prüfung fürdie Anfangs-Oberflächenabsorption). Diese Prüfung stellt die einzige bekannte standardisierteMethode (BS 1881) für die “in-situ”--Bestimmung der permeabilitätsrelevanten Eigenschaftender Betondeckung dar [157]. Grundsätzlich gesehen ist sie ein Maß für die Wasserabsorptiondurch die Oberflächenschicht des Betons infolge Kapillaranziehung. Die Messung geschiehtfolgendermaßen (Bild 5--1): eine Kappe aus Acrylglas wird auf der Betonoberfläche befestigt.Aus einem Vorratsbehälter (Trichter) fließt Wasser aus einer Höhe von 200 mm durch eine Rohrmit Absperrhahn in diese Kappe und von da weiter in eine kalibrierte Kapillare (waagerechteHöhe ebenfalls 200 mm) bis das Wasser dort austritt. Nach 10 Minuten “ISA10” (oder zuverschiedenen Zeiten seit Versuchsbeginn) wird der Zuflußhahn geschlossen. Nun kann dieabsorbierte Wassermenge an der kalibrierten Kapillarpipette durch Feststellung der Zeitgemessen werden, die der Wassermeniskus für die Zurücklegung einer bestimmten Streckegebraucht hat.

Der ISA-Test erfolgt imAlter von 28 und 360Tagen. DazuwurdenWürfelmit einer Kantenlängevon 100 mm hergestellt. Nach Beendigung der Nachbehandlung lagerten die Proben bis zurVersuchszeit unter Laborbedingungen “A” und “B”. Die Wasseraufnahme wurde jeweils an 3Proben ermittelt.

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85Versuche

Befestigungssystem

Bild 5--1: ISAT-Anfangs-Oberflächenabsorptions-Test

5.1.4.6 Gesamtoffene Porösität durch Wasseraufnahme

Als Gesamtporösität wird das Porenvolumen verstanden, das mit Wasser bei einemAtmosphärendruck gefüllt werden kann. Die gesamtoffene Porösität der Reparatur wurde nachRILEM-CPC3 [196] ermittelt. Zur Bestimmung der gesamtoffenen Porösität wurde ein Würfelmit der Kantenlänge 100 mm aus den Mischungen hergestellt. Nach Beendigung derNachbehandlung lagerten die Proben bis zu einemAlter von 360Tagen unter Laborbedingungen“A” und “B”. Vor der Prüfungwurden die Proben bei 105 °Cbis zurMassenkonstanz getrocknet.Vor jedem Wägen wurde die Probe im Vakuum--Exsikator auf Raumtemperatur abgekühlt. Diegetrockneten und gewogenen Proben wurden erst 2 Stunden unter Atmosphärendruck gelagert,dann vollständig mit (30 5 mm) Überdeckung bei Atmosphärendruck in Wasser 24 Stundengelagert. Danach wurden die Proben dem Wasser entnommen und gewogen.

5.1.4.7 Prüfverfahren zur Bestimmung des Chloridwiderstandes von Mörteln

DieDepassivierungdesStahlskann vor allem durchChlorid hervorgerufenwerden. DasProblemder quantitativen Chloridbestimmung von Beton liegt darin, möglichst den Anteil zu fassen, derdieKorrosion an der Bewehrung auslöst. Dazuwäre es nötig, dieChloridkonzentration der freienChloridionen in einer sehr dünnen Grenzschicht nahe der Stahloberfläche zu bestimmen.

In Normen, Richtlinien und Empfehlungen sind Verfahren oder Versuchsdurchführungen zurBestimmung des Widerstandes von Beton gegen Chlorideindringen nicht angegeben.Möglichkeiten zur Bestimmung dieses Widerstandes bietet das Eintauchen von Proben in oderdas Beaufschlagen einer Oberfläche mit einer Chloridlösung und anschließender Bestimmungdes Chloridgehaltes. Das Eindringen von Chloriden kann je nach Ausgangsfeuchte des Betonsund Lagerbedingungen während der Prüfung durch Diffusion oder durch einen demDiffusionsprozeß überlagerten kapillaren Saugvorgang erfolgen [35, 129].

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86Versuche

Somit ist eine experimentell bestimmte Chloridverteilung immer nur in Verbindung mit einerbestimmten Versuchsmethode aussagekräftig. Das Ergebnis stellt wegen des nur eingeschränkherstellbaren Bezuges zur praxisbezogenen Anwendung keinen Absolutwert dar. Es ist daherauch nicht möglich, den Widerstand gegen Chlorideindringen eines Betons, für den dieChloridverteilung im Labor durch einen Zeitrafferversuch bestimmt wurde, in bezug auf einenzulässigen Grenzwert des Chloridgehaltes zu beurteilen [12, 57].

In der vorliegenden Arbeit wurden zur Bestimmung des Widerstandes der siebenInstandsetzungsmörtel gegenüber den eindringenden Chloriden Probekörper in Würfelformmiteiner Kantenlänge von 150 mm hergestellt.

Nach Beendigung der Nachbehandlung (7 Tage imKlimaraum) lagerten die Proben bis zu einemAlter von 28 Tagen unter Laborbedingungen “A” und “B”. Im Anschluß wurden die Prüfkörperin eine 3 %--ige Natriumchloridlösung eingetaucht. Das Volumenverhältnis von Lösung zuMörtel betrug 2:1. Die Lösung stand bis zu 3 cm über den Würfeln. AufkommendeVerdunstungsverluste wurden durch Nachgießen von entionisiertemWasser im Abstand einigerTage ausgeglichen. Zur Gewährleistung einer konstanten Salzkonzentration wurde dieverwendete Salzlösung alle 4 bis 5 Wochen erneuert. In Zeitintervallen von 18 Monaten kam esin Tiefen von 1--10 mm, 10--20 mm, 20--30 mm und 30--40 mm zur Entnahme vonMehl aus denProben. Auf jeder der 6 Seiten jeder Probe wurden mindestens drei Bohrungen mit einemDurchmesser von 11 mm hergestellt. Das entnommene Mehl wurde vermischt, um einerepräsentative Aussage zu erhalten. Die Bohrung verjüngte sich mit zunehmender Tiefe, so daßbei Entnahme aus tieferen Schichten kein Probenmaterial von den darüber liegenden Schichtenhinzukommen konnte. Der Chloridgehalt des Betons wurde durch Titration mit Silbernitratbestimmt.

5.1.4.8 Prüfverfahren zur Bestimmung des Sulfatwiderstandes von Mörteln

In Normen, Richtlinien und Empfehlungen sind keine Verfahren oder Versuchsdurchführungenzur Bestimmung des Widerstandes von Beton gegen Sulfattreiben enthalten [27].

Bei den Verfahren zur Bestimmung des Sulfatwiderstandes, die in der Literatur [127, 128]beschrieben sind, werden vorzugsweise Proben aus Zementstein oder Mörtel für bestimmte Zeitin Sulfatlösungen getaucht. Hierbei wird ihr Widerstand gegen Sulfattreiben durchMessung derLängenänderungwährend derAuslagerung bestimmt. Die Versuchsergebnisse können nur durchrelative Werte dargestellt werden, die Vergleiche zwischen Mörteln zulassen, die nach dergleichen Methode geprüft wurden. Eine unmittelbare Übertragung auf bautechnischeVerhältnisse ist somit nicht möglich.

Als Proben wurden Mörtelprismen von 40×40×160 mm3 hergestellt. Nach Beendigung derNachbehandlung (7 Tage im Klimaraum) lagerten die Proben bis zu einem Zeitraum von 28Tagen unter Laborbedingungen “A” und “B”. Danach wurden die Proben in eine 2,1 %--igeMagnesium-- und Natriumsulfatlösung eingetaucht. Zur Gewährleistung einer konstantenSulfatkonzentration des anstehenden aggressiven Mediums wurden dieBeanspruchungslösungen alle 4 bis 5 Wochen erneuert und Verdunstungsverluste durchentionisiertes Wasser im Abstand von ca. 14 Tagen ausgeglichen. Die Längenänderung wurde

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87Versuche

an Prismen mit eingebettetemMeßzapfen mittels Meßuhr ermittelt. Alle Proben wurden bei denentsprechenden Versuchszeiten unter normalen und dem Persischen Golf entsprechendenLaborbedingungen gelagert. Im Alter von 90, 180 und 360 Tagen wurde die Längenänderungender Prüfkörper bestimmt.

5.1.4.9 Verbundverhalten

5.1.4.9.1 Vorbehandlung und Beschichtung der Betonkörper

Für die Untersuchung des Verbundverhaltens des Betonersatzsystems (BE-System) aufUntergrundbeton wurden Betonplatten aus Untergrundbeton (siehe Abschnitt 5.1.3.1) mit denAbmessungen 300¢300¢100 mm3 hergestellt und mit dem betreffenden Betonersatzsystembeschichtet. Zum Zeitpunkt des Beschichtens waren die Platten ca. 1 Jahr alt. Je Mörtel wurden4 Platten beschichtet. Die sandgestrahlte Betonoberfläche wurde vor dem Aufbringen derHaftbrücke angefeuchtet. (Eine Oberfläche ist als feucht zu bezeichnen, wenn sie einmattfeuchtes Aussehen hat).

Die Haftbrücke wurde mit einem mittelharten Pinsel in mehrfacher Kreuzung intensiv auf dieBetonoberfläche aufgetragen. Unmittelbar nach dem Aufbringen der Haftbrücke wurde derInstandsetzungsmörtel in einer Schichtdicke von 2 cmmit einer Kelle auf die frische Haftbrückeaufgebracht, durch Drückenmit der Kelle verdichtet undmit einem Stahllineal abgezogen. Nachder Beschichtung wurden die liegenden Platten mit feuchten Tüchern und Kunststofffolieabgedeckt. Nach 7Tagenwurden je 2 Platten bei Laborbedingungen “A” und “B” bis zur Prüfungim Alter von 360 Tagen gelagert.

5.1.4.9.2 Haftzugfestigkeit (Oberflächenzugfestigkeit)

Die Bestimmung der Haftzugfestigkeit wurde mit dem Abreißverfahren in Anlehnung anZTV-SIB nach DIN 1048 Teil 2 bestimmt. Dabei wurde die Oberfläche bis zu einer Tiefe von30 mm angebohrt (Durchmesser 50 mm). Nach dem Aufkleben des Prüfstempels mit einem2-K.-Kleber auf Epoxidharzbasis konnte dieAbreißfestigkeit mit einem hydraulisch arbeitendenPrüfgerät ermittelt werden. Die Versuche wurden lastgesteuert durchgeführt, wobei dieBelastungsgeschwindigkeit ca. 0,1 N/mm2 pro Sekunde betrug.

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88Versuche

5.2 Felduntersuchungen

5.2.1 Felduntersuchungen vor der Instandsetzung

Die Felduntersuchungen wurden in dem Hafen “Schahidrajaice” am Persischen Golf auf einerFläche von ca. 185 m2 im Frühling 1995 durchgeführt. Der Hafen liegt am Eingang desPersischen Golfs in der Stadt Bandarabass und wurde im Jahr 1979 erbaut.

Im Laufe des Forschungsprojekts wurde der Zustand einer großen Anzahl von Objekten,insbesondere von Betonplatten, untersucht. Da eine Sanierung des gesamten Bereichsbevorstand, konnten Proben und Messungen auch dort durchgeführt werden, wo sie zuBeschädigungen der Bausubstanz führten.

Ziel der Untersuchungen war die Ermittlung des Schadenumfangs der Betonplatten imHafenbereich. Zu diesem Zwecke wurden die in Tabelle 5--9 gezeigten Untersuchungendurchgeführt. Die in Kapitel 6.3 dargestellten Ergebnisse können bezüglich desStichprobenumfangs als repräsentativ beurteilt werden.

Tabelle 5--9 : Umfang der Untersuchungen

Materialkennwerte

Chloridgehalt

Potentialfeldmessung

Sulfatgehalt

Karbonatisierungstiefe

Rißbreite

Betondeckung

Oberflächenzugfestigkeit

Rückprallwerte

Druckfestigkeit (durch CAP.-Test)

Druckfestigkeit (durch Bohrkern)

5.2.2 Felduntersuchungen nach der Instandsetzung

5.2.2.1 Beurteilung des Erfolges der Instandsetzung

Der Erfolg der Instandsetzung der Betonplatten wird in Kapitel 6 vorgestellt. DerartigeUntersuchungen sollten im Sinne der Qualitätssicherung vermehrt durchgeführt werden, um

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89Versuche

Schwachstellen von Sanierungskonzepten so frühwiemöglich zu erkennen und umdie Frage deszulässigen Restchloridgehalts zuverlässiger beantworten zu können. Dabei sollte dieNachkontrolle erst einige Jahre nach der Sanierung angesetzt werden. Die erforderlicheWartezeit ist hauptsächlich davon abhängig, wie schnell das Bauteil seine neueAusgleichsfeuchtigkeit erreicht. Dies ist vor allem von den Abmessungen und der Exposition(z.B. Sonneneinstrahlung) des Bauteils abhängig.

Der 1979 erbaute Hafen Schahied Rajaie wurde 1995 nach Vorgaben des Bauherrn saniert. Vorder Sanierung wurde anhand zerstörungsfreier und teilweise zerstörende Prüfung derSchadensumfang festgestellt. Im Rahmen der Sanierung wurden mehrere geschädigte Teiledurch “lokales Ausbessern” saniert. Damit ergab sich folgender Ablauf :

-- Abtragen der geschädigten Teile in einer Tiefe von 30 bis 40 mm und Freilegen derBewehrung mittels Sandstrahlung

-- Ausschneiden und Ersatz der stark korrodierten Bewehrungsstähle, Ausschleifen derLochfraßstellen

-- Sanieren durch Betonersatzsystem “TSI”(Die mechanischen und physikalischen Eigenschaften sowie die Beständigkeit undVerbundfestigkeit dieses Betonersatzsystems werden in Kapitel 6.1 auf der Grundlage vonLaboruntersuchungen dargestellt.)

-- Beschichtung der gesamten Betonoberfläche mit Epoxid :Zwei Jahre nach der Sanierung (d.h. 1997) wurde eine Nachkontrolle durchgeführt

Mit diesen Untersuchungen wurden folgende Ziele verfolgt :

-- Beurteilung des Erfolges der Sanierung von 1995, Identifikation von Schwachstellen

-- Konsequenzen für ähnlich zu sanierende Betonbauwerke

Zu diesem Zweck wurden die in Tabelle 5--10 gezeigten Untersuchungen durchgeführt. Die inKapitel 6.5 dargestellten Ergebnisse können bezüglich des Stichprobenumfangs als repräsentativbeurteilt werden.

Tabelle 5--10 : Umfang der Untersuchungen an ausgewählten Stellen

Materialkennwerte

Chloridgehalt

Potentialfeldmessung

Karbonatisierungstiefe

Haftzugfestigkeit

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90Versuche

5.2.3 Versuchsdurchführung im Feld

5.2.3.1 Potentialmessungen

5.2.3.1.1 Grundlagen der Potentialmessung

Die elektrochemische Potentialmessung ist einVerfahren zurOrientierung der Stahlkorrosion imStahl. Während Elementstrommessungen unmittelbar Rückschlüsse auf die Korrosions-geschwindigkeit bzw. den Querschnittsverlust der Bewehrung zulassen, können mit Hilfe vonPotentialmessungen lediglich Aussagen über die Korrosionswahrscheinlichkeit der Bewehrunggetroffen werden. Die Potentialmessung erlaubt grundsätzlich [158]

a) eine flächendeckende Aussage bezüglich

-- Lage und Ausmaß von Korrosionsherden

-- Korrosionszustand der Bewehrung

-- Chloridverseuchung des Betons

-- Karbonatisierung des Betons

-- Feuchtigkeitsverteilung in einem Bauteil

b) eineGrundlage für die Entscheidungzu liefern, ob undggf. inwelchemUmfangErhaltungs-und Erneuerungsmaßnahmen notwendig sind

c) die Kontrolle des Erfolgs von Erhaltungs- und Erneuerungsmaßnahmen

Im Gegensatz zu vielen anderen Untersuchungsverfahren ist die Potentialmessung (praktisch)zerstörungsfrei : es ist nur ein elektrischer Anschluß an die Bewehrung erforderlich. BeiZustandsaufnahmen sollten zunächst zerstörungsfreie Methoden eingesetzt werden und erstdanach gezielt, d. h. z.B. aufgrund der Resultate der Potentialmessung Bohrkerne entnommenwerden. Dies gibt die Gewähr für eine gute abgestützte flächendeckende Aussage z.B. über denKorrosionszustand der Bewehrung und denChloridgehalt im Beton. Diese Art des Vorgehens beiderZustandsaufnahmeerlaubt auchklareAngabenüber dieLage undGröße derKorrosionsherdeund über dasAusmaß des erforderlichenBetonabbruches. Diese Informationen sind die Basis fürdie gute Planung und erfolgreiche Durchführung von Instandsetzung undErhaltungsmaßnahmen.

Meßprinzip und Durchführung

Bei Stahlbetonbauwerken kann dasKorrosionspotential der Bewehrung in einemweitenBereichvariieren (Tabelle 5--10). Das Korrosionspotential eines korrodierenden, in chloridhaltigemBeton liegenden Stahles unterscheidet sich gemäß Tabelle 5--10 von dem eines nichtkorrodierenden Stahles in alkalischem, chloridfreien Beton ummehrere 100mV. Diese Tatsachewird bei der Potentialmessung genutzt, um eine Aussage über den Korrosionszustand derBewehrung zu machen.

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91Versuche

Tabelle 5--10 : Korrosionspotential von Stahl in verschiedenen Umgebungen [Elsener 8]

Material / Umgebung PotentialV CSE

Bewehrungsstahl in O2-freiem, wassergesättigtem Beton --1.1

in normalfeuchtem, chloridhaltigem Beton > --0.6

in normalfeuchtem, chloridfreiem Beton --0.2 ... +0.1

in normalfeuchtem, karbonatisiertem Beton --0.3 ... +0.1

in trockenem, karbonatisiertem Beton 0 ... 0.2

Hochlegierter Stahl in normalfeuchtem Beton --0.2 ... +0.1

Für diePotentialmessung wird grundsätzlich folgendes benötigt :

-- Anschluß an die Bewehrung

-- Referenzelektrode

-- Spannungsmeßgeräte

-- Kabel

Eine Referenzelektrode ist eine Halbzelle, genauso wie die Bewehrung im Beton. Referenzelek-troden zeichnen sich durch ein zeitlich konstantes, wenig temperaturabhängiges Potential aus.Der gemeinsame Bezugspunkt aller Referenzelektroden ist die Normal- oder Standardwasser-stoffelektrode (Tabelle 5--11). Als Referenzelektrode wird meist eine Kupfer/Kupfersulfatelek-trode (CSE) verwendet, bei der ein Kupferstab in eine wäßrige, gesättigte Kupfersulfatlösungeingetaucht ist. Von einigen Systemanbietern wird die Silber/Silberchloridelektrode (SSE) vorallem wegen der im Vergleich zur CSE-Elektrode kürzeren Reaktionszeit bevorzugt [160].

Tabelle 5--11 : Angaben zu einigen Referenzelektroden [Hunkeler 158]

Name Abkürzung Beschreibung Standard-potential bei

25 ˚C[mVNHE]

Temperatur-koeffizient[mV/˚C]

Umrechnungzu

Kalomelelektrode SCE Hg/Hg2Cl2KCL ges.

+241 --0.66 SSE: --9 mV

CSE: --77 mV

SHE: +241 mVSilber/Silber-chloridelektrode

SSE Ag/AgCl2KCL ges.

+250 --0.65 SCE: +9 mV

CSE: --68 mV

SHE: +250 mVKupfer/Kupfersulfatelektrode CSE Cu/CuSO4 +318 0.7 bis 0.9 SCE: +77 mV

SSE: +68 mV

SHE: +318 mVStandardwasserstoffelektrode SHE Pt/H2/H2O ±000 SCE: --241 mV

SSE: --250 mV

CSE: --318 mV

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92Versuche

Die Potentialwerte werden von verschiedenen Störungen beeinflußt. Man kann zwischenHaupt-und Nebenstöreinfluß sowie eigentlichenMeßfehlern unterscheiden. Die Tabelle 5--12 gibt eineÜbersicht über die möglichen Einflußgrößen.

Tabelle 5--12 : Einflüsse auf das Korrosionspotential der Bewehrung [Hunkeler 158]

Haupteinflüsse-- Korrosionszustand der Bewehrung-- Chloridgehalt des Betons-- Feuchtigkeit und Widerstand des Betons-- pH-Wert des Betonporenwassers(Karbonatisierungstiefe des Betons)

-- Sauerstoffgehalt des Betons-- Makroelemente

Nebeneinflüsse-- Temperatur-- Betonqualität-- Alter des Betons-- Anordnung und Überdeckung der Bewehrung-- Risse und Fugen-- nicht vollständig mit Beton umhüllte Bewehrung,Bewehrung in Kiesnestern

Störeinflüsse-- Beläge, Abdichtungen, Beschichtung und Anstriche-- lokal durchnäßter Beton-- lokale Flickstellen mit Kunstharz- oderkunststoffmodifizierten Mörteln oder Betonen

-- Diffusionspotential-- hochohmige Oberflächenschichten-- Streuströme von Gleichstrombahnen undKKS--Anlagen

-- Wechselspannungsbeeinflussung durchHochspannungsleitungen von Bahnen (SBB) undElektrizitätswerken

-- Erdungs-- und Sendeanlagen, Funkgeräte

Meßfehler-- defekte Kabel (starker Regen)-- zu niederohmige Meßgeräte-- schlechter Kontakt zwischen Referenzelektrodeund Beton

-- ungenügende Befeuchtung des Betons-- ungenügende Vermaschung der Bewehrung-- planparallel zur Oberfläche verlaufende innereRisse, z.B. bei Abplatzungen oderSchichttrennungen

5.2.3.1.2 Durchgeführte Potentialmessung

Die Potentialmessung wurde während der Versuche gemäß Merkblatt der DeutschenGesellschaft für zerstörungsfreie Prüfung bzw. der ASTM-Standard C876 [159] durchgeführt.Als Bezugselektrodewurde eine Kupferelektrode verwendet, die über einen feuchten Schwammmit der Betonoberfläche inKontakt gebrachtwurde. DieKupfer/Kupfersulfatelektrodeweist einPotential von ±318 mV bezogen auf die Standardwasserstoffelektrode auf.

Für die Unterscheidung zwischen passiver und korrodierender Bewehrung ist also stets eineInterpretation der Meßresultate erforderlich. Um Erfahrung und Sicherheit in der Interpretationzu gewinnen, wurde im Laufe des Forschungsprojekts an untersuchten Objekten nach derPotentialmessung der Überdeckungsbeton abgetragen und der Korrosionszustand derBewehrung visuell beurteilt.

Die Anwendung der Potential(feld)messung bei der Zustandserfassung und Beurteilung vonBauwerken erforderte das Öffnen von Sondierfenstern nur in kleinemUmfang (in ausgewähltenÜbergangsbereichen aktiv/passiv), um sich ein Bild über den Zustand der Bewehrung zuverschaffen.

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93Versuche

5.2.3.2 Betondeckung

Zur Messung der vorhandenen Betondeckung wurden Bewehrungssuchgeräte verwendet.Mittels der Bewehrungssuchgeräte, die nach dem Prinzip der Änderung eineselektromagnetischen Wechselfeldes arbeiten, kann die Betondeckung und ggf. auch derDurchmesser des Stahls festgestellt werden.

5.2.3.3 Rückprallprüfung

Zur Beurteilung der Oberflächenfestigkeit und deren Gleichmäßigkeit wurden Rückprallwertenach DIN 1048 ermittelt. Dazu wird der Rückprallhammer nach E. Schmidt verwendet. Beidiesem wird ein Schlagbolzen durch Federkraft beschleunigt, schlägt mit seinem abgerundetenvorderen Ende auf die Betonfläche auf und prallt anschließend wieder zurück.

Für die Bestimmung der Betondruckfestigkeit im Bereich der Deckschicht wird diese Methodenicht empfohlen, weil damit fehlerhafteBeurteilungenmöglich sind. Anzuwenden sind in diesenFällen die zerstörenden Prüfungen (s. Abschnitt 5.2.3.4 und 5.2.3.5).

5.2.3.4 Druckfestigkeitsprüfung durch Bohrkernproben

Die Bestimmung der Druckfestigkeit erfolgte durch Bohrkernprüfung nach DIN 1048. Dabeiwurden 9 Bohrkernproben aus gewählten Stellen mit 100 mm Durchmesser (d = h = 100 mm)entnommen. Vor der Prüfung wurden die Bohrkerne durch Schneiden und Auftragen einerBeschichtung abgeglichen.

5.2.3.5 Druckfestigkeit durch Ausziehversuch (CAPO--Test)

Zur Bestimmung der Betonfestigkeit wurde der Ausziehversuch nach ASTM C900durchgeführt. Der Ausziehversuch--Test eignet sich zur Ermittlung der Festigkeit von jungem(LOK--Test) und erhärtetem Beton (CAPO--Test):

Zur Bestimmung der Betonfestigkeit wird die Kraft gemessen, die aufgebracht werden muß, umeine in den Beton eingebrachte Prüfscheibe mit Hilfe einer Abzugvorrichtung aus diesemherauszuziehen.

5.2.3.6 Bestimmung der Karbonatisierungstiefe

Zur Beurteilung der Korrosionsbereitschaft von Bewehrungsstahl infolge Depassivierung durchKarbonatisierung ist es notwendig, die Karbonatisierungstiefe zu ermitteln. Mit Hilfe verschie-dener Indikatorlösungen ist es möglich, Reaktionsgrenzen, die der Karbonatisierungstiefe zuge-ordnet werden können, zu bestimmen.

Die Karbonatisierungstiefen werden durch Aufsprühen einer 0,375 %-igen Phenolphtaleinlö-sung auf die frisch aufgemeißelte Betonoberfläche bestimmt. Wenige Sekunden nach Aufsprü-hen der Indikatorlösung färbt sich der alkalische, nichtkarbonatisierte Beton rötlich, währendsich die karbonatisierte Betonrandzone mit pH--Werten unter 9 nicht verfärbt. Die Karbonatisie-rungstiefe läßt sich als Abstand der Farbumschlagsgrenze zur Betonoberfläche ablesen.

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94Versuche

5.2.3.7 Chlorideindringtiefe

Für die Chloriduntersuchung wurden Bohrmehlproben mittels eines einfachen Handbohrers inverschiedenen Tiefenstufen entnommen. Der Chloridgehalt wurde nach Abschnitt 5.1.4.8.bestimmt.

5.2.3.8 Rissbreitenmessung

Die Rissbreitenbestimmung erfolgte durch Vergleichsmaßstäbe des Meßmikroskops. DerVergrößerungsbereich beträgt das 20 bis 40-fache und ermöglicht eine Meßgenauigkeit im 1/10mm Bereich.

5.2.3.9 Wasserpermeabilität durch ISA-Verfahren

Zur Messung der Wasserpermeabilität und Betondichtigkeit wurde das ISA-Verfahrenverwendet (siehe Abschnitt 5.1.4.5). Wegen der sehr stark saugfähigen Betonüberdeckungkonnte der ISA-Wert jedoch nicht gemessen werden.

5.2.3.10 Oberflächenzugfestigkeit

Die Haftzugfestigkeit wurde mit dem Abreißverfahren nach DIN 1048 Teil 2 bestimmt (sieheAbschnitt 5.1.4.10.1).

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Ergebnisse 95

6. Ergebnisse

6.1 Auswertung der Versuchsergebnisse unter normalen und unter dem Persischen

Golf entsprechenden Laborbedingungen

Die ermittelten Ergebnisse der untersuchten Mörtel werden hier graphisch ausgewertet undanschließend diskutiert.

6.1.1 Mechanische Eigenschaften

Die gemessenen Druckfestigkeiten, Elastizitätsmodule und Biegezugfestigkeiten sind anschlie-ßend dargestellt und beurteilt.

6.1.1.1 Druckfestigkeit

In den Bildern 6--1 und 6--2 sind die mittleren Druckfestigkeiten je Altersstufe der untersuchtenInstandsetzungsmörtel unter Laborbedingungen “A” und “B” als Funktion der Zeit aufgetragen.Hinsichtlich der Festigkeitsentwicklung traten bei den vorliegendenLaborbedingungen “A” und“B” über das Mörtelalter von 28 Tagen hinaus noch geringe Festigkeitssteigerungen ein. Diesebetrafen sowohl den Referenzmörtel als auch dieMischungenmit Silikastaub und die kunststoff-modifiziertenMörtel. Dabei zeigt es sich, daß die Festigkeitsentwicklung der rein zementgebun-denen Mörtel schneller ist als die thermoplastmodifizierten Mörtel.

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Ergebnisse 96

0

20

40

60

80

100

120

3 7 28 90 180 360

Mörtelalter in d

AO AM AS AV AVM TSI TEM

Bild 6--1: Zeitliche Entwicklung der Druckfestigkeit unter normalen Laborbedingungen “A”

0

20

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120

3 7 28 90 180 360

Mörtelalter in d

AO AM AS AV AVM TSI TEM

Bild 6--2: Zeitliche Entwicklung der Druckfestigkeit unter dem Persischen Golf entsprechendenLaborbedingungen “B”

Bei allenVersuchen ist die Enddruckfestigkeit von Proben, welche der Laborbedingung “A” aus-gesetzt waren, größer als diejenige unter Laborbedingung”B”. Durch Untersuchungen in [133]wird eine deutliche Verringerung der Druckfestigkeiten vonMörteln und Betonen bei steigenderTemperatur bestätigt. Bei Mörtelproben mit jüngerem Alter ist dieses Verhältnis genau umge-kehrt. Dies ist auf den unter höherer Temperatur beschleunigten Hydratationsprozeß zurückzu-führen, da es infolge der unvollständigenHydratation und daraus folgender Zunahme der Porösi-tät bei Proben unter Laborbedingung “B” über eine längere Zeit zu Gefügeänderungen kommt.Somit verringert sich die Druckfestigkeit. Ähnliche Ergebnisse wurden in [57, 62, 133, 151] be-schrieben. Besonders stark ist diese Erscheinung beim Mörtel “AVM” zu verfolgen.

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Ergebnisse 97

Stellt man die Ergebnisse für die einzelnen Mörtel unter den beiden verschiedenenLaborbedingungen gegenüber, so erhält man für die Druckfestigkeit das Bild 6--3.

Bild 6--3 Vergleich der Druckfestigkeit der untersuchten Reparaturmörtel unter Laborbedingungen “A” und “B”

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Ergebnisse 98

Die verschiedenen Zusatzstoffe beeinflussen die Höhe der Druckfestigkeit sehr unterschiedlich.Durch Einsatz von Silikastaub erhöht sich erwartungsgemäß die Festigkeit [141, 142]. DieZunahme der Festigkeit gegenüber dem Referenzmörtel beträgt im betrachteten Alter von 360Tagen bei einer Menge von 7 M.-% Silikastaub des Zements von höchstens 10 % beiLaborbedingung “A” und 8 % unter Laborbedingung ”B”.

Die Verwendung organischer Zusatzstoffe führt zu einer Verminderung der Druckfestigkeit. BeiZugabe von “SBR” inMengen von 20M-% des Zementes beträgt die Abnahme der Druckfestig-keit nach 28 Tagen unter beiden Laborbedingungen ca. 23 %. In Jahresfrist reduzieren sich dieWerte derDruckfestigkeiten zwischen9und12%.Bei Zugabevon “VP” inMengenvon 11M.-%des Zementes beträgt die Festigkeitsabnahme im Zeitraum von 28 Tagen unter Laborbedingun-gen “A” 16% und unter Laborbedingungen “B” 27 % gegenüber dem Referenzmörtel. Nach ei-nem Jahr liegen die Werte ca. 5 % niedriger.

Die Festigkeitsentwicklung der modifizierten Mörtel “AS” und “AV” verläuft bis zum 28. Taglangsamer, zwischen dem 28. und 90. Tag erhöht sich die Festigkeit bis ca. 20 %. Die geringereanfängliche Festigkeit ist vermutlich darauf zurückzuführen, daß der Kunststoffanteil zu diesemZeitpunkt nochweitgehend in dispergierter Form vorliegt und es infolge dessen zur Bildung vonGleitschichten im Mörtel kommt, die die Festigkeit mindern [130]. Eine Behinderung derZementhydratation durch Dispersion ist ebenfalls nicht auszuschließen [130, 131, 152].Unveröffentlichte Untersuchungen des Institutes für Bauforschung der RWTH Aachen zurBeeinflussung der Hydratationswärmeentwicklung durch Polymerdispersion zeigen, daß einegeringfügige Verzögerung der Zementhydratation in polymermodifiziertem Mörtel vorliegt[114].

Bei Kombination von 7M.-% Silikastaub mit 11M.-% “VP” wird die festigkeitssteigerndeWir-kung des Silikastaubes durch Kunststoff gemindert. Dies führt unter den Laborbedingungen “A”zur geringerenErhöhung derDruckfestigkeit gegenüber demMörtel “AV” (zwischen 3und 6%).ImGegensatz hierzu beträgt der festigkeitsminderndeEinfluß desKunststoffes unter denLabor-bedingungen “B” nach 360 Tagen 39 %. Möglicherweise hat durch die höhere Temperatur dieFilmbildung der Polymerdispersion durch die puzzalanischeReaktion des Silikastaubes imMör-tel “AVM” nicht stattgefunden, sodaß die Polymerpartikel und der Silikastaub lediglich wie einFüllstoff im Mörtel wirken.

Beim Einsatz der Trockenmörtel “TSI” und “TEM” kommt es auch zur Erhöhung der Druckfe-stigkeit, wobei die 7--Tage--Festigkeit größer ausfällt. Die höchste Druckfestigkeit wird schließ-lich für den Trockenmörtel “TEM” erzielt. Die anfänglich hohen Druckfestigkeitswerte dieserMörtel sind in erster Linie auf einen hohen Anteil eines frühhochfesten Zementes zurückzufüh-ren.

Zusammenfassung

-- Bei allen untersuchten Mörteln, die den Laborbedingungen “A” ausgesetzt waren, war dieEnddruckfestigkeit höher als diejenige unter Laborbedingungen “B”. BeiMörtelprobenmitjüngerem Alter ist dieses Verhältnis genau umgekehrt.

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Ergebnisse 99

-- DurchZugabe vonKunststoffdispersionwurde eine deutlicheAbnahme derDruckfestigkeitund beim Einsatz von Silikastaub eine Zunahme der Festigkeit festgestellt.

-- Die zeitliche Entwicklung der Druckfestigkeit der Referenzmörtel ist schneller als die derthermoplastisch modifizierten Mörtel. Bei Trockenmörtel “TSI” und “TEM” ergibt sichdagegen eine größere Festigkeitssteigerungsrate.

-- Mörtel “AVM” ist wegen seiner ausgeprägten Temperaturabhängigkeit nicht geeignet.

Zu bemerken ist, daß eine große Festigkeit des Instandsetzungsmörtels im jungen Alter nichtvorteilhaft ist. Die Druckfestigkeit der Reparaturmörtel soll denen des Altbetons entsprechen.Eine Erhöhung der Druckfestigkeit bringt automatisch eine Vergrößerung des E--Moduls mitsich. Daher ist anzustreben, durch Zugabe des Kunststoffes die Festigkeit herabzusetzen und dieE-Moduln zu erniedrigen.

6.1.1.2 Elastizitätsmodul

Die zeitliche Entwicklung des E-Moduls der Reparaturmörtel unter Laborbedingungen “A” und“B” sind in den Bildern 6--4 und 6--5 zusammengestellt. Die E-Moduln liegen nach 360 Tagen imBereich zwischen 19 und 35 kN/mm2. Größter Einflußfaktor ist dabei die Kunststoffzugabe. MitZugabe von Kunststoffdispersion ist eine deutliche Reduzierung des E-Moduls verbunden.

0

5

10

15

20

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30

35

40

28 360

Mörtelalter in d

AO AM AS AV TSI TEMAVM

Bild 6--4: Elastizitätsmoduln in Abhängigkeit von der Zeit unter normalen Laborbedingungen “A”

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Ergebnisse 100

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28 360Mörtelalter in d

AO AM AS AV AVM TSI TEM

Bild 6--5: Elastizitätsmoduln in Abhängigkeit von der Zeit unter dem Persischen Golf entsprechendenLaborbedingungen “B”

Bei Zugabe von “SBR” in Mengen von 20 M.--% des Zementes (Mörtel “AS”) beträgt dieAbnahme des E--Moduls nach 28 Tagen durchschnittlich 23 % und nach 360 Tagen zwischen 16und 19 % unter beiden Laborbedingungen. Bei Zugabe von “VP” in Mengen von 11 M.--% desZementes (Mörtel “AV”) verringert sich der Elastizitätsmodul nach 28 Tagen um fast 28 % undnach einem Jahr um ca. 17%unter beidenLaborbedingungen imVergleich zumReferenzmörtel.Auch Untersuchungen nach [130, 134, 138] haben gezeigt, daß die Verwendung vonKunstoffdispersionen zu einer Verbesserung der Verformbarkeit führt. Die kugelähnlicheStruktur von Kunststoff führt zu einem wesentlich geringeren E--Modul als Zementstein undwirkt deshalb bei Druckbelastung im Zementsteingefüge wahrscheinlich wie ein Hohlraum.Daher wurde nachfolgend die durch die Dispersion in den Mörteln gelangte Kunststoffmengewie ein mit Wasser gefülltes Volumen gleicher Größe behandelt. Diese Betrachtungvernachlässigt das Bindungsverhältnis im Zementstein und kann daher nur als grobe Näherungangesehen werden.

Bei gemeinsamer Verwendung von Silikastaub und “VP” (Mörtel “AVM”) nimmt derElastizitätsmodul unter Laborbedingung “A” im Alter von 28 Tagen um fast 26 % und nach 360Tagen um fast 12 % im Vergleich zum Referenzmörtel ab. Unter Laborbedingung “B” wird einestarke Abnahme des E--Moduls vomMörtel “AVM”-- um fast 41 % nach 28 Tagen und um 36%nach einem Jahr im Vergleich zum Referenzmörtel verzeichnet. Der gemeinsame Einsatz vonVinylpropionat mit Silikastaub bei hohen Temperaturen ist nicht verträglich und führt wegenGefügestörungen nach einiger Zeit zur Abnahme der Festigkeit sowie desE-Moduls. ZugabevonSilikastaub in Mengen von 7 M.--% des Zementes beeinflußt den E--Modul im Vergleich zumReferenzmörtelwenig.DieTrockenmörtel “TSI” und“TEM”weisen trotz hoherDruckfestigkei-ten geringe E--Moduln auf (Bild 6--4 und 6--5). Dieser geringe E--Modul läßt sich auf den hohenAnteil an Polymerfasern zurückführen.

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Ergebnisse 101

Zusammenfassung

-- Bei allen untersuchten Mörteln fallen die E-Moduln unter Laborbedingungen “A” größeraus als die E-Moduln von Mörteln, die den Laborbedingungen “B” ausgesetzt waren.

- Mit der Zugabe von Kunststoffdispersion ist eine deutliche Reduzierung des E-Modulsverbunden, wobei der Einfluß von Vinylpropionat ausgeprägt ist. Silikastaub hingegenbeeinflußt das E-Modul nur wenig.

-- Gemeinsamer Einsatz von “VP” und Silikastaub bei hohen Temperaturen ist nichtverträglich und führt zu starker Abnahme des E-Moduls.

-- Den geringsten E--Modul besitzt der Mörtel “AV”, den größten der Mörtel “AM”.

Eine wesentliche Anforderung an Instandsetzungsmörtel ist der geringe E--Modul. DieseEigenschaft konnte bei allen modifizierten Instandsetzungsmörteln festgestellt werden. Mörtelmit hohen Temperaturabhängigkeiten sind für die vorliegenden klimatischen Bedingungen nichtgeeignet. Bei der Verwendung eines Instandsetzungsmörtel mit hohem Elastizitätsmodul tretenim Verlauf des Schwindvorgangs relativ große Spannung auf, die zur Rißbildung an derOberfläche oder zu Ablösungen in dem Verbundgefüge zum Betonuntergrund führen können.

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Ergebnisse 102

6.1.1.3 Biegezugfestigkeit

DieBiegezugfestigkeit der untersuchtenReparaturmörtel liegt je nachZusammensetzung imAl-ter von 360 Tagen zwischen 6,9 und 13,3N/mm2 und entspricht ca. 1/4,5 bis 1/9 derDruckfestig-keit. In der Tabelle 6--1 ist der Einflußvon SilikastaubundKunststoffdispersion alsVerhältnis derBiegezugfestigkeit zur Druckfestigkeit zusammengestellt.Wie ausTabelle 6--1 zu ersehen ist, istdas Verhältnis zwischen Biegezugfestigkeit und Druckfestigkeit bei beiden thermoplastmodifi-zierten Mörteln deutlich größer als bei einem kunststofffreien Zementmörtel.

Tabelle 6--1 Verhältnis der Biegezugfestigkeit zur Druckfestigkeit von untersuchtem Reparaturmörtel

Reparatur-ö l

Biegezugfestigkeit / Druckfestigkeitpmörtel 28 d 90 d 180 d 360 d

A B A B A B A BAO 11 11 11,6 11,5 11,6 11,6 11,7 11,8AM 13,3 12,6 13,2 12,9 13 12,4 12,8 12,3AS 24,8 23,1 22,0 21,6 21,0 22,0 21,3 20,0AV 22,6 22,6 20,0 21,6 19,5 19,2 20,3 19,2AVM 15,0 18,4 13,6 18,8 13,2 18,6 13,2 18,6TSI 10,4 11,5 11,3 11,0 11,4 10,7 10,5 11,0TEM 13,4 13,6 13,5 13,5 13,5 12,2 14,1 13,5

Stellt man die Ergebnisse für die einzelnen Mörtel unter den beiden verschiedenen Laborbedin-gungen gegenüber, so erhältman für dieBiegezugfestigkeit dasBild 6--6. DurchZugabe vonSili-kastaub erhöhen sich die Biegezugfestigkeiten beimMörtel “AM” nach 28 Tagen um 23% unterLaboratmosphäre “A” und um 17% unter Laboratmosphäre“B”. Nach 360 Tagenweisen sie im-mer noch eineVerbesserung der untersuchten Festigkeit von 21bzw. 13% auf.DurchZugabevon“SBR” (Mörtel “AS”) wird die Biegezugfestigkeit nach 28 Tagen und nach einem Jahr zwischen54 und 60%gesteigert, welches für beideLaborbedingungen zutrifft. Auch derEinsatz von “VP”(Mörtel “AV”) zeigt ähnliche Tendenzen.

In Versuchsreihen nach [137, 152] sind die vorangehenden Ergebnisse bestätigt. Nach Schorn[138] wird dieses Verhalten mit zwei sich überlagernden Effekten begründet: Einerseits nimmtdie Biegezugfestigkeit und Zugfestigkeit infolge des geringeren Elastizitätsmoduls der eingela-gerten Kunststoffpartikel ab und andererseits nimmt die Zugfestigkeit infolge der kunststoffbe-dingten Erhöhung die Rißöffnungsenergie zu. Bei gemeinsamer Bindemittelwirkung von Ze-mentstein undKunststoff überwiegt der letztgenannte Einfluß. Somit steigt die Zugfestigkeit an.

Die gemeinsameVerwendung von “VP” und Silikastaub (Mörtel “AVM”) läßt im Vergleich zumMörtel “AV”dieBiegezugfestigkeit nach einem Jahr um33%unterLaborbedingungen “A”bzw.um 37 % unter den Laborbedingungen “B” absinken.

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Ergebnisse 103

Bild6--6 Vergleich derBiegezugfestigkeit deruntersuchtenReparaturmörtel unterLaborbedingungen“A”und“B”

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Ergebnisse 104

Zusammenfassung

-- Alle untersuchten Mörtel zeigen nach 28 und 360 Tagen eine geringere Biegezugfestigkeitunter Laborbedingung “B” als unter Laborbedingung “A”.

-- Bei Zugabe von Kunststoffdispersion wird eine deutliche Zunahme der Biegezugfestigkeitfestgestellt, wobei der Mörtel “AVM” mit seiner starken Temperaturabhängigkeit eineAusnahme bildet.

-- Das Verhältnis zwischen Biegezugfestigkeit und Druckfestigkeit ist bei dem modifiziertenMörtel deutlich größer als beim kunststoffreien Zementmörtel.

-- Trockenmörtel “TSI” zeigt im Vergleich zu kunststoffdispersionshaltigem Mörtel einegeringere Biegezugfestigkeit.

Anzumerken ist, daß in den neuen DAfStb--Richtlinien SIB [3] keine quantitativenAnforderungen an die Biegezugfestigkeit gestellt werden. In TLBE--PCC [139] ist fürBrückeninstandsetzungsarbeiten eine minimale zulässige Biegezugfestigkeit von 9 N/mm@angegeben. Für bestimmte Anwendungsfälle wird der Wert auf 6 N/mm@ reduziert.

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Ergebnisse 105

6.1.2 Physikalische Eigenschaften

6.1.2.1 Schwinden

In den Bildern 6--7 und 6--8 ist das mittlere Schwinden je Altersstufe der untersuchtenReparaturmörtel unter Laborbedingungen “A” und “B” als Funktion der Zeit gezeigt. DasSchwinden im Alter von 90 Tagen schwankt in großen Bereichen zwischen 0,25 und 1,1 mm/munter Laborbedingung “A” und zwischen 0,95 und 1,35 mm/m unter Laborbedingung “B”.

A0AM

ASAV

AVMTSI

TEM

28 Tage

90 Tage

180 Tage

360 Tage0

0,02

0,04

0,06

0,08

0,1

0,12

0,14

Mörtel

Schw

indenin%

Bild 6--7: Zeitlicher Verlauf des Schwindens unter Laborbedingungen “A”

A0AM

ASAV

AVMTSI

TEM

28 Tage

90 Tage

180 Tage

360 Tage0

0,02

0,04

0,06

0,08

0,1

0,12

0,14

0,16

Mörtel

Schw

indenin%

Bild 6--8: Zeitlicher Verlauf des Schwindens unter Laborbedingungen “B”

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Ergebnisse 106

Größter Einflußfaktor ist dabei die Zugabe von organischen und anorganischen Zusatzstoffen.Es zeigt sich deutlich, daß es infolge der Zugabe von Kunststoffdispersion zu Beginn derAustrocknungsphase zu einer erheblichen Verzögerung der Schwindverformung kommt unddurch Zugabe von Silikastaub die Schwindverformung zunimmt. Die Tabelle 6--2 zeigt dieprozentuale Änderung der Schwindverformung der untersuchten Mörtel im Vergleich mit demReferenzmörtel.

Tabelle 6--2 : Prozentuale Änderung der Schwindverformung

Mö t l tMörtelalter

Mörtelzusammensetzung 3d 7d 28d 90d 180 360

A A A B A B A B A B

A0 (Schwinden) 0,2 ‰ 0,5 ‰ 0,9 ‰ 0,95 ‰ 1,1 ‰ 1,2 ‰ 1,18 ‰ 1,4 ‰ 1,4 ‰ 1,4 ‰

A0 (Referenzmörtel) 100 100 100 100 100 100 100 100 100 100

AM + 7 % “SF” 125 120 92 89,5 0 91 110 0 0 3

AS + 20 % “SBR” 25 18 45 89,5 55 79 55 78,5 65 0

AV + 11 % VP 20 12 12 66 23 79 22 70 20 69

11 %“VP”AVM +

7 % “SF”50 24 34 115 63,5 0 64 90 65 84

TSI Trockenmörtel 79 170 111 136 82 112 94 0 96 0

TEM Trockenmörtel 75 60 78 88 73 104 80 0 73 0

A : Normale LaborbedingungenB : dem Persischen Golf entsprechende LaborbedingungenSF : SilikastaubSBR : StyrolbutadienVP : Vinylpropionat

Stellt man die Ergebnisse für die einzelnen Mörtel unter den beiden verschiedenenLaborbedingungen gegenüber, so erhält man für die Schwindverformung das Bild 6--9.

Durch Einsatz von Silikastaub in Mengen von 7 M.-% des Zementes nimmt das Schwindengegenüber dem Referenzmörtel nach 3 und 7 Tagen zwischen 20 und 25 % zu. Im Alter von 28Tagen verringert es sich um ca. 9 %, aber im höheren Alter bleibt das Schwinden praktischunverändert. Auch Untersuchungen nach [135] haben gezeigt, daß die Verwendung vonSilikastaub zu einer Vergrößerung der Schwindverformungen führt. Diese negative Auswirkungtritt besonders stark bei Dosierungen des Mikrosilikastaubes von über 10 % desZementgewichtes auf. In unseren Untersuchungen ist die Zunahme des Schwindens infolgeZugabe von Mikrosilika nur im jungen Alter zu beobachten.

Durch die Zugabe vonKunststoffdispersion nimmt die Schwindverformung ab. Im einzelnen re-duzieren sich die Schwindwerte unter Laborbedingungen “A” imVergleich zumReferenzmörtelnach 90 Tagen beimMörtel “AS” um 45% und beimMörtel “AV” um 77 %. Betrachtet man dieSchwindwerte unter den Laborbedingungen “B”, so bleiben diese praktisch unverändert imVer-gleich zum Referenzmörtel. Nach 30 Tagen verringert sich das Schwinden bei Mörtel “AS” um35%unter Laborbedingungen “A” und bleibt unverändert unter Laborbedingungen “B” bzw. fürMörtel “AV” um 80% unter Laborbedingungen “A” und um 31% unter Laborbedingungen “B”.

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Ergebnisse 107

Bild 6--9: Vergleich des Schwindens bei untersuchten Mörteln unter Laborbedingungen “A” und “B”

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Ergebnisse 108

Die erhebliche Reduzierung des Schwindens durch Kunststoffdispersion ist auf dieverflüssigende Wirkung der Polymerdispersion zurückzuführen, die zur Verringerung desW/Z--Wertes und der kapillaren Poren führt. Großkurth und Konietzko [134] geben als Ursacheder verflüssigenden Wirkung einerseits die oberflächenaktive Wirkung der Emulgatoren desDispergiersystems sowie andererseits die mikroskopische feinkuglige Struktur derPolymerpartikel an, die bei einer mittleren Partikelgröße von 0,1 bis 0,2 µm die Zwischenräumezwischen den Zementkörnern ausfüllen. Somit kann Wasser freigesetzt werden. Rößler [197]weist darauf hin, daß die Schwindneigung nicht nur von der Kunststoffart und Menge, sondernauch von den in der Dispersion enthaltenen Zusatzstoffen abhängt.

Bei gemeinsamer Verwendung von 7 M.-% Silikastaub mit 11 M.-% “VP” (Mörtel “AVM”)nimmt das Schwinden unter Laborbedingungen “A” imAlter von 90 und 360 Tagen ca. um 36%im Vergleich zum Referenzmörtel ab. Unter Laborbedingungen “B” wird eine Zunahme desSchwindens beobachtet. Der Einsatz von Vinylpropionat mit Silikastaub bei hohenTemperaturen ist nicht verträglich. Trockenmörtel “TEM” zeigt imVergleichmit Trockenmörtel“TSI” kleine Schwindwerte. Trockenmörtel “TSI” zeigt die größten Schwindwerte unter beidenLaborbedingungen.

Zusammenfassung

-- Alle untersuchten Mörtel zeigen eine größere Schwindverformung unter Laborbedin-gungen “B” als unter Laborbedingungen “A”.

-- Durch Zugabe von Kunststoffdispersion ist eine erhebliche Abnahme der Schwindverfor-mung festzustellen, wobei der Einfluß von “VP” ausgeprägter ist als der von “SBR”. Eswird auch deutlich, daß es infolge von Kunststoffdispersionsmodifizierung zu Beginn derAustrocknungsphase zu einer Verzögerung der Schwindverformung kommt.

-- Mörtel “AVM” ist wegen seiner ausgeprägten Temperaturabhängigkeit nicht geeignet.

-- Durch Einsatz von Silikastaub imMörtel “AM” nimmt die Schwindverformung im jungenAlter zu.

-- Trockenmörtel“TSI”zeigtdiegrößteSchwindverformungunterbeidenLaborbedingungen.

Es ist zu bemerken, daß die Beherrschung der Eigenspannungen aus Schwinden undTemperaturwechsel das zentrale Festigkeitsproblem bei Betoninstandsetzungen mitzementgebundenen Mörteln ist. Bei kunststoffgebundenen Mörteln entfällt oft dasfeuchtigkeitsgebundene Schwinden. Das chemische Schrumpfen verläuft weitgehend in dennoch plastisch verformbaren Phasen und ist daher nur von geringem Einfluß auf dieEigenspannung. Die durch das Schwinden bedingten Eigenspannungen durchlaufen wegen ihresAbbaues durch das Kriechen zeitlich ein Maximum. Eine Rißgefahr besteht, wenn zu einemZeitpunkt die Zugeigenspannung die Zugfestigkeit überschreitet.

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Ergebnisse 109

In Rili SIB 90 wird die maximal zulässige Dehnung, die aus dem Schwinden resultiert, fürzementgebundenenMörtel nach 90 Tagen zwischen 1‰oder 1,2‰bei 22 °Cund 50% relativerLuftfeuchtigkeit begrenzt. Das Schwinden aller untersuchten Mörtel zeigt sich im Alter von 90Tagen zwischen 0,25‰bis 1,1‰unter Laborbedingungen “A” und zwischen 0,9‰und 1,35‰unter Laborbedingungen “B”.Die gemessenen Schwinddehnungen im Alter von 90 Tagen bei klimatischen Bedingungen von22 °Cund 50% relativer Luftfeuchtigkeit haben für alleMörtel zulässigeWerte erreicht, die aberfür die praktische Anwendung nicht immer zweckmäßig sind. Sie schließen Haftversagen oderRißbildungen nicht in jedem Fall aus. Andererseits können bei sehr gutem Haften, bei geringenE--Moduln und hohen Zugfestigkeiten auch Mörtel mit wesentlich höheren Schwindwertenschadensfrei angewandt werden.

6.1.2.2 Kapillare Wasseraufnahme

Die Bilder 6--10 und 6--11 zeigen den zeitlichen Verlauf der durch die kapillareWasseraufnahmeder untersuchten Instandsetzungsmörtel nach einjähriger Vorlagerung unter Laborbedingungen“A” und “B” aufgenommenen Wassermenge. Es zeigte sich, daß die Wasseraufnahme in derZeitspanne zwischen 3 und 72 Stunden weitgehend linear von der Wurzel der Zeit abhängt. Diegemessenen Werte stimmen mit den Ergebnissen verschiedener Autoren [114, 131] überein.

Wie aus der Darstellung ersichtlich ist, ist die kapillare Wasseraufnahme der Prüfkörper unterLaborbedingungen “B” größer als diejenige, die unter Laborbedingungen “A” auftritt. Dies läßtsich darauf zurückführen, daß der Hydratationsprozeß durch die hohe Temperatur beschleunigtwird. Somit kommt es zu einer unvollständigen und inhomogenen Bildung vonHydratationsprodukten. Die damit verbundene Porositätszunahme begünstigt das Eindringenvon Wasser.

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Ergebnisse 110

A0AM

ASAV

TEM

3

6

24

72

0,00E+00

1,00E--04

2,00E--04

3,00E--04

4,00E--04

5,00E--04

6,00E--04

7,00E--04

Mörtel

2kap.W

asseraufnahmeing/mm

Beaufschlagungszeit in h

Bild 6--10: Kapillare Wasseraufnahme bei den untersuchten Mörteln unter Laborbedingungen “A”

A0AM

ASAV

TEM

3

6

24

72

0,00E+00

2,00E--04

4,00E--04

6,00E--04

8,00E--04

1,00E--03

1,20E--03

1,40E--03

1,60E--03

1,80E--03

2,00E--03

Mörtel

2kap.W

asseraufnahmeing/mm

Beaufschlagungszeit in h

Bild 6--11: Kapillare Wasseraufnahme bei den untersuchten Mörteln unter Laborbedingungen “B”

Stellt man die Ergebnisse für die einzelnen Mörtel unter den beiden Laborbedingungengegenüber, so erhält man für den zeitlichen Verlauf der kapillaren Wasseraufnahme das Bild6--12. Wie aus Bild 6--12 zu ersehen ist, hat hier die Zusatzstoffzugabe den größten Einfluß.

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Ergebnisse 111

Beaufschlagungsdauer in Wurzel aus Zeit (h) Beaufschlagungsdauer in Wurzel aus Zeit (h)

Beaufschlagungsdauer in Wurzel aus Zeit (h) Beaufschlagungsdauer in Wurzel aus Zeit (h)

Beaufschlagungsdauer in Wurzel aus Zeit (h)

Bild 6--12: Vergleich der kapillaren Wasseraufnahme bei untersuchten Mörteln unter Laborbedingungen“A” und “B”

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Ergebnisse 112

Bei der Zugabe von 7 M.--% Silikastaub verringert sich die kapillare Wasseraufnahme imVergleich zum jeweiligen Referenzmörtel nach 72 h um ca. 20 % unter beidenLaborbedingungen. Die Steigerung der Dichtigkeit durch Zugabe von Silikastaub ist daraufzurückzuführen, daß sie zu einer Verdichtung des Porengefüges führt, d. h. es entstehenwesentlich mehr Gelporen bei gleichzeitiger deutlicher Verminderung des kapillarenPorenanteils. Außerdem wird die Kontaktzone zwischen Zementstein und Zuschlag durch dieZugabe von Silikastaub abgedichtet, weil die Größe der Calziumhydroxidkristalle vermindertwird. Dieser Effekt wirkt sich bezüglich der Undurchlässigkeit vonMörteln und Betonen stärkeraus, als die Verdichtung des Zementsteingefüges selbst. Auch in [142, 153, 141] ist berichtet, daßdie Porenstruktur silikastaubhaltiger Betone durch ein großes Verhältnis von Gelporen zuKapillarporen gekennzeichnet ist.Durch Zugabe vonKunststoffdispersion wird die kapillareWasseraufnahme erheblich reduziert.Die Zugabe von 20 M--% des “SBR” im Mörtel “AS” verringert die kapillare Wasseraufnahmenach 72 Stunden unter Laborbedingungen “A” um 76% und unter Laborbedingungen “B” um73%.DurchBeigabe von 11M--%des “VP” imMörtel “AV”wird die kapillareWasseraufnahmenach 72 Stunden unter Laborbedingungen “A” um 73% und unter Laborbedingungen “B” um67 % reduziert. In [114, 131] wird die Abnahme des kapillaren Porenvolumens durchKunststoffdispersion geschildert. Wie bereits aufgeführt, kann die Kunststoffdispersion einenzusätzlichen Beitrag zur Dichtheit des Betons leisten, weil die Kunststoffe aus sehr feinenPartikeln bestehen, diemit denmittleren Korngrößen des Silikastaubes vergleichbar sind. Durchihre geringe Partikelgröße füllen die Kunststoffpartikel die Zwickel zwischen denZementkörnern aus und erhöhen so die Dichtheit des Feststoffgerüstes im Mörtel. BeiWasserentzug infolge Zementhydratation und Austrocknung “kleben” die Kunststoffpartikelzusammen und bilden im Zementsteingefüge einen räumlich vernetzten Film.

Mörtel “AVM” und “TSI” nahmen kein kapillares Wasser auf. Trockenmörtel “TEM” zeigteine verhältnismäßig geringe kapillare Wasseraufnahme.

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Ergebnisse 113

Zusammenfassung :

-- Es zeigt sich, daß bis zu einer Beaufschlagungsdauer von 72 h die Kapillarwasserauf-nahme der bestimmende Transportmechanismus ist.

-- Die durchgeführten Versuche zur Kapillarwasseraufnahme haben insgesamt den √t --Zusammenhang für den Zeitverlauf des Eindringens mit dem gemessenen Wertverschiedener Autoren bestätigt. Das Wurzel--Zeitgesetz ist auch für eine längereBeaufschlagungsdauer als 72 h gültig. Bei Regression der gemessenen Eindringmengenentspricht dieser der Steigung der Regressiongrade im Wurzelmaßstab.

-- Durch Zugabe von Silikastaub läßt sich aufgrund der Füllwirkung nach den puzzolani-schen Eigenschaften das Eindringen von Wasser nach 72 h reduzieren (um ca. 20 %).

-- Durch Zugabe von Kunststoffdispersion ”SBR” und ”VP” läßt sich derEindringwiderstand des Mörtels erheblich steigern (um 67 bis 76 %).

Zementgebundene Werkstoffe sind aufgrund der Struktur des Zementgesteins ein poröseranorganischer Feststoff. Um die Dichtigkeit und die Dauerhaftigkeit desInstandsetzungsmörtels gegenüber aggressiven Medien zu erhöhen, muß der Anteildurchgehender Kapillarporen gering gehalten werden. Dies kann durch einen niedrigenWasserzementwert und einen hohen Hydratationsgrad erreicht werden. Außerdem läßt sichdie Dichtheit des Betons und des Mörtels durch eine weitgehende Hohlraumfüllung mitanorganischen und organischen Zusätzen, wie Silikastaub und Kunststoffdispersion, erhöhen.

6.1.2.3 Wasserpermeabilität--ISA10--Wert

Die Bilder 6--13 und 6--14 stellen den zeitlichen Verlauf des ISA10--Testes von untersuchtenMörtelproben unter normalen und dem Persischen Golf entsprechenden Laborbedingungen dar.Wie aus den Bildern zu ersehen ist, zeigen alle Prüfkörper unter Laborbedingung ”B” größereISA10--Werte als unter Laborbedingung ”A”.

Die ISA10--Werte liegen nach 28 Tagen zwischen 0,15 und 1,0 ml/m2/s. Nach einem Jahrliegen sie zwischen 0,06 und 0,75 ml/m2/s. Größter Einflußfaktor ist dabei die Zugabe vonorganischen und anorganischen Zusatzstoffen.

Durch Zugabe von 20 M.-% Styrol--Butadin (SBR) bezogen auf den Zementgehalt verringertsich der ISA10--Wert nach 28 Tagen zwischen 47 und 53 % unter beiden Laborbedingungen.

Durch Zugabe von 7 M.--% Silikastaub verringert sich der ISA10--Wert nach 28 Tagen um 47%unter Laborbedingung ”A” und um 36 % unter Laborbedingung ”B”.

Trockenmörtel “TSI” zeigt den größten ISA10--Wert unter beiden Laborbedingungen(zwischen 0,7 und 1 ml/m2/s) und Trockenmörtel “TEM” zeigt einen relativ geringenISA10--Wert (nach einem Jahr zwischen 0,1 und 0,2 ml/m2/s).

Das ISA--Verfahren ist weithin angewendet worden, insbesondere in Großbritannien. DieErfahrungen damit erlauben den Vorschlag einer Klassifizierung der Überdeckung aufgrundder Absorption nach der Tabelle 6--3 [162].

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Ergebnisse 114

0,00

0,10

0,20

0,30

0,40

0,50

0,60

0,70

0,80

28 360

Mörtelalter

ISA10--W

ertinml/m

2 /s

A0 AM AS TSI TEM

Bild 6--13 : SA10--Wert von untersuchten Reparaturmörteln unter Laborbedingung ”A”

0,00

0,10

0,20

0,30

0,40

0,50

0,60

0,70

0,80

28 360

Mörtelalter

ISA10--W

ertinml/m

2 /s

A0 AM AS TSI TEM

Bild 6--14 : ISA10--Wert von untersuchten Reparaturmörteln unter Laborbedingung ”B”

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Ergebnisse 115

Tabelle 6--3 : Klassifizierung der Überdeckung aufgrund ISA--Test [162]

Absorption des Betons ISA (ml/m2/s) nach 10 Minuten

Hoch

Mittel

Niedrig

> 0,50

0,25--0,50

< 0,25

Nach Tabelle 6--3 liegt der ISA10--Wert für dichten Beton unter 0,25 ml/m2/s. Mit Ausnahme desMörtels TSI besitzen alle Mischungen nach einem Jahr einen niedrigen ISA10--Wert (unter 0,25ml/m2/s).

Für Mörtel ”AV” und ”AVM” wurden keine ISA10--Werte bestimmt.

Zusammenfassung :

-- Alle untersuchten Mörtel zeigen geringere ISA--Werte unter Laborbedingung ”A” alsunter Laborbedingung ”B”.

-- Mit Zunahme des Mörtelalters nimmt der ISA--Wert ab.

-- Bei Zugabe von Silikastaub Mörtel “AM” wird eine deutliche Abnahme des ISA10--Werteszwischen25und47%festgestellt.

-- Die Zugabe von ”SBR” Mörtel “AS” führt zu einer Verringerung des ISA10--Werteszwischen 35 und 53 %.

Nach [162] liegen die ISA10--Werte für dichten Beton unter 0,25 ml/m2/s. Mit Ausnahme desMörtels “TSI” besitzen alle Mischungen eine geringe Wasserpermeabilität.

6.1.2.4 Gesamte offene Porösität

Das Bild 6--15 zeigt die gesamte offene Porösität der untersuchten Mörtel nach 360 Tagen unterLaborbedingungen “A” und “B”.

A0 AMAS

AVAVM

TSITEM

Laborbedingungen ”A”

Laborbedingungen ”B”

0

5

10

15

20

25

gesam

teoffenePorösitätinVol.-%

Mörtel

Laborbedingungen ”B”Laborbedingungen ”A”

13

16

6,9

9,3

5,97,6

3,9

5,6

14

24,1

10,4

16

5

6,6

Bild 6--15: Die gesamte offene Porösität der untersuchten Mörtel nach 360 Tagen unter Laborbedingungen “A”und “B”

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Ergebnisse 116

Das Bild 6--15 zeigt, daß die gesamte offene Porösität aller untersuchten Mörtel nach 360 Tagenim Bereich zwischen 3,9 und 24 Vol.-% liegt. Größter Einflußfaktor ist hier die Zugabe von Zu-satzstoffen. Durch Zugabe von Silikastaub in Mengen von 7 M.--% des Zementes verkleinertsich die Gesamtporösität unter Laborbedingungen “A” um 47 % und unter Laborbedingungen“B” um 42%. Den gleichen Einfluß erreicht man mit der Zugabe von Kunststoffdispersion. DerEinfluß wird bei der Verwendung von “VP” zwischen 65 und 70 % reduziert: Durch Zugabevon “SBR” verkleinert sich die Gesamtporösität unter beiden Laborbedingungen zwischen 52und 55 %. Die gemeinsame Verwendung von Silikastaub und Vinylpropionat ist nicht verträg-lich und führt zu einer erheblichen Vergrößerung der gesamten offenen Porösität um 50%.

Der Grund für die Abnahme der Porösität durch Silikastaub und organische Zusatzstoffe wurdebereits bei der kapillaren Wasseraufnahme erläutert.

Beim Trockenmörtel “TEM” zeigen die Ergebnisse eine geringe Porösität (zwischen 5 und 6,6Vol.-%). Beim Trockenmörtel “TSI” trat eine Vergrößerung der Porösität zwischen 10,4 und 16Vol.-% auf.

Beton ist ein Verbundbaustoff aus Betonzuschlag und Zementstein. Im Normalbeton besitzendie Zuschläge höhere Festigkeiten als die Zementmatrix und sind zudem undurchlässiggegenüber aggressiven Ionen. Von besonderem Interesse im Hinblick auf die Dichtigkeit vonBeton ist die Art und der Volumenanteil der Poren im Zementstein. In der Kontaktzonezwischen Zementstein und Zuschlag entstehen gröbere Poren als in anderen Bereichen derZementmatrix. Die Porösität wird somit indirekt auch durch den Zuschlag beeinflußt. DieZugabe der organischen und anorganischen Zusatzstoffe wirkt sich vornehmlich auf dieEigenschaften der Zementmatrix und Verdichtung der Kontaktzone sehr günstig aus.

Zusammenfassung :

-- Die gesamte offene Porösität liegt bei allen untersuchten Mörteln unter Laborbedingung”B” höher als unter Laborbedingung ”A”.

-- Bei Zugabe von organischen Zusatzstoffen ist eine deutliche Abnahme derGesamtporösität zwischen 52 und 70% festgestellt, wobei der Einfluß von VinylpropionatMörtel ”AV” ausgeprägter als der Einfluß von ”SBR” ist.

-- Durch Zugabe von Silikastaub verkleinert sich die Gesamtporösität zwischen 42 und 47%.

-- Die gemeinsame Verwendung von Silikastaub und ”VP” ist nicht verträglich und führt zuder größten gesamtoffenen Porösität unter beiden Laborbedingungen.

Insgesamt zeigen alle untersuchten Mörtel unter Verwendung organischer oder anorganischerZusatzstoffe eine geringe gesamte offene Porösität und eine damit verbundene Verbesserung derDauerhaftigkeit. Mörtel “AVM” bildet hier die Ausnahme.

6.1.3 Chemische Beständigkeit

6.1.3.1 Eindringen von Chlorid

Das Chloridprofil der untersuchtenMörtel nach einer Auslagerungsdauer von 18Monaten untereiner 3 %--igen Natriumchloridlösung bei Laborbedingungen “A” und “B” ist in den Bildern6--16 und 6--17 dargestellt. Dabei wird der Chloridgehalt jeweils auf dasMörtelgewicht bezogen.

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Ergebnisse 117

0--10mm10--20mm

20--30mm30--40mm

AO

AM

ASAVTSITEM

0

0,1

0,2

0,3

0,4

0,5

0,6

0,7

Chloridgehaltebezogen

aufMörtelinM.--%

Mörteltiefe in mm

Mörtel

Bild 6--16: Verteilung des Chloridgehalts in Tiefenstufen von 10 bis 40 mm unter Laborbedingungen “A”

Die Chlorideindringungen erweisen sich als im hohen Maße von der Zusammensetzung derInstandsetzungsmörtel und der Art der klimatischen Bedingungen abhängig. DieChloridkonzentration unter Laborbedingungen “B” ist größer als unter den normalenLaborbedingungen. Dies läßt sich mit den bei höheren Temperaturen viel schneller ablaufendenChloridtransporten erklären. Page [155] berichtet, daß mit zunehmender Temperatur dieChlorideindringtiefe im Beton steigt.

Im allgemeinen sinkt der Chloridgehalt des Mörtels mit zunehmender Tiefe ab. Die geringstenChlorideindringtiefen nach einer Versuchszeit von 18 Monaten zeigen Mörtel “AS” unterLaborbedingungen “A” und Mörtel “AM” unter Laborbedingungen “B”. Im Gegensatz dazuweist Trockenmörtel “TSI” den größten Chloridgehalt unter beiden Laborbedingungen auf. Diehohen Chloridgehalte dieses Mörtels sind verursacht durch Portlandzement mit geringemC3A--Gehalt, der die Bindekapazitäten von Chlorid wegen des niedrigen C3A--Gehaltesreduziert. Folglich kann das Chlorid nicht als unschädliches Friedel’sches Salz abbinden. DieBindekapazität beeinflußt die Eindringgeschwindigkeit sowie das Verhältnis der freienChloridionen in der Porenlösung zu den gebundenen in der Zementsteinmatrix, da nur die freienChloridione korrosionsfördernd wirken können. Die Chlorideinlagerung bewirkt allgemein eineVergrößerung des kapillaren Anteils des Mörtels, sowie eine Reduzierung des Gelporenanteils.

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Ergebnisse 118

0--10mm10--20mm

20--30mm30--40mm

AO

AM

ASAVTSITEM

0

0,2

0,4

0,6

0,8

1

1,2

Chloridgehaltebezogen

aufMörtelinM.--%

Mörtel

Bild 6--17: Verteilung des Chloridgehalts in Tiefenstufen von 10 bis 40 mm unter Laborbedingung “B”

Auch Untersuchungen nach [58] zeigen, daß sich unter den klimatischen Bedingungen desPersischen Golfes Portlandzement mit hohem C3A-Gehalt eher günstig auswirkt als C3A-freierZement. Im “CIRIAGuide” [156]wird empfohlen, daß in solchenRegionender C3A--Gehalt vonZement mindestens 8 % betragen soll.

Stellt man die Ergebnisse für die einzelnen Mörtel unter den beiden Laborbedingungen gegen-über, so erhält man für den Chloridgehalt das Bild 6--18.

Die Zugabe von 7M.--%Silikastaub imMörtel “AM”verringert dieChlorideindringtiefe imVer-gleich zum Referenzmörtel und zwar in 4 mm Tiefe um 39% unter Laborbedingungen “A” undum 28,5% unter Laborbedingungen “B”. EinMörtel mit Silikastaub weist eine große chemischeBeständigkeit gegen Chloridangriffe auf. Diese wird vor allem auf die verfeinerte Porenstruktur,die entsprechend kleineren Transportkoeffizienten, die geringen Mengen von leichtlöslichemund entsprechend reaktivem Calziumhydroxid und auf den vermehrten Einbau von Fremdionenin den CSH-Phasen zurückgeführt. Die Porenstruktur silikastaubhaltiger Betone zeigt eine grö-ßere Zahl von Gelporen im Verhältnis zu den Kapillarporen [153]. Auch Untersuchungen vonGjorv, Metha und anderen zeigen eine erheblich verminderndeWirkung der Chlorideindringungnach Zugabe von Silikastaub [141, 142, 143].

Durch Zugabe von “SBR” (Styrol--Butadien) im Mörtel “AS” wird die Chloridkonzentrationnochweiter herabgesetzt. Eine Quantifizierung derWirkung von “SBR” ist durch einen direktenVergleich derMischungen “AO” und “AS”möglich. Diese beidenMörtel unterscheiden sich nurdadurch, daß beimMörtel “AS” 20M.--%wäßrige Lösung “SBR” zugegebenwird. ImVergleichzum Referenzmörtel “A0” wird dadurch das Eindringen von Chloriden in 4 mm Tiefe um 29 %unter Laborbedingungen “B” und sogar um 89 % unter Laborbedingungen “A” herabgesetzt.Dies ist darauf zurückzuführen, daß dieDurchlässigkeit vonMörteln durchdie verstopfendeWir-kung der Polymerpartikel reduziert wird. Zugabe von “VP” (Vinylpropionaten) imMörtel “AV”

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Ergebnisse 119

hat keinen günstigen Einfluß imVergleich zumReferenzmörtel. Dagegen erhöhen sich dieChlo-ridkonzentrationen im Mörtel um 22 bis 36 % unter beiden Laborbedingungen.

Bild 6--18: Vergleich des Chloridprofils der untersuchten Mörtel unter Laborbedingungen “A” und “B”

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Ergebnisse 120

Einen allgemeingültigen Wert für den zulässigen Chloridgehalt im Beton, oberhalb dessen stetsbaupraktisch eine relevante Korrosion eintritt, gibt es nicht. Nach Schießl [194] hängt der kriti-sche korrosionsauslösende Chloridgehalt sehr stark von demVerhältniswert der Chloridionen zudenHydroxidionen in der Porenwasserlösung ab. Da dieserWert bei Beton nur schwer bestimm-bar ist, wird der Chloridgehalt derzeit als Gesamtchloridgehalt bezogen auf die Zementklasse an-gegeben. Der Verhältniswert Cl--/OH-- in der Porenwasserlösung ist sehr stark von dem Bin-dungsvermögen der Zementmatrix, von der Porösität und dem Feuchtigkeitsgehalt des Mörtelsund desBetons abhängig. Somit stellt der Gesamtchloridgehalt kein geeignetesKriteriumbezüg-lich des kritischen, korrosionsauslösenden Chloridgehaltes dar. Die Schwankung dieses Wertesin der Literatur liegt zwischen 0,1 % bis 1,0 % Cl--/Zement.

Häufigwird auch das sogenannteRichartz--Kriteriummit 0,4%Cl--/Zement als kritischerGrenz-wert angegeben. Dabei wird aber übersehen, daß Richartz nur das Chloridbindungsvermögenvon Portlandzement in Form von Friedel’schem Salz untersucht und nicht die Frage nach demkritischen, korrosionsauslösenden Chloridgehalt gestellt hat [161].

Zusammenfassung:

-- DieChloridkonzentration unter Laborbedingung ”B” ist aufgrund hoher Temperatur deutlichgrößer als unter Laborbedingung ”A”.

-- Durch Zugabe von Silikastaub verringert sich Chloridkonzentration in 4mm Tiefe zwischen29 und 39 % unter den Laborbedingungen “A” und “B”.

-- Durch Zugabe von ”SBR” im Mörtel “AS” wird der Chloridgehalt weiter verringert, undzwar in 4 mm Tiefe um 89 % unter Laborbedingung ”A” und um 29 % unter Laborbedin-gung ”B”.

-- Die Zugabe von ”VP” im Mörtel “AV” zeigt keinen positiven Einfluß gegenChloridbeanspruchung und dieChloridkonzentration vergrößert sich in einer Tiefe von 4mmzwischen 22 und 36 % unter den Laborbedingungen “A” und “B”.

-- Trockenmörtel “TSI” zeigt aufgrund seines Portlandzements mit geringem C3A--Gehalt(geringstes Chloridbindevermögen) den geringsten Widerstand unter den Laborbedingun-gen “A” und “B”.

-- Trockenmörtel “TEM” zeigt einen verhältnismäßig großen Widerstand gegenChloridangriff. Dabei reduziert sich die Chloridkonzentration in 4 mm Tiefe zwischen 15und 22 % unter den Laborbedingungen “A” und “B”.

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Ergebnisse 121

Aus praktischen Erfahrungen in verschiedenen Ländern und Untersuchungen unterLaborbedingungen stellen Gesamtchloridgehalte unter 0,2 M.--%/Z ein geringesKorrosionsrisiko, Gehalte unter 0,4 M.--%/Z ein relativ kleines Korrosionsrisiko undGesamtchloridgehalte über 1 M.--%/Z eine hohes Korrosionsrisiko dar. Dabei bilden nebenden betontechnischen Parametern die aktuelle Betonfeuchtigkeit, die Betonüberdeckung unddie Karbonatisierung sowie die Temperatur die wichtigsten Einflußgrößen. Darüberhinaus istauch manchmal der Sulfatgehalt des Betons zu berücksichtigen.

6.1.3.2 Sulfatwiderstand

Die Bilder 6--19 und 6--20 zeigen den zeitlichen Verlauf der als Dehnung bezeichneten, auf dieAusgangslänge bezogenen Längenänderungen durch Sulfatangriff. Die in eine 2,1%--igeMagnesium-- und Natriumsulfatlösung getauchten Proben wurden im Alter von 90, 180 und 360Tagen unter normalen ”A” und dem Persischen Golf entsprechenden Laborbedingungen ”B”untersucht.Wie aus den Darstellungen ersichtlich ist, sind alle Prüfkörper unter Laborbedingungen “B”größerenDehnungen ausgesetzt als diejenigen, die unter normalenBedingungen geprüftwurden.Für den Einfluß der Temperatur auf die Sulfatbeständigkeit gibt es widersprüchlicheVersuchsergebnisse. Tuuttie in [145] berichtet, daß es durch Sulfatangriffe zu einer deutlichenVerminderung der Dehnung bei 40 °C im Vergleich zu Temperaturen von 20 °C und 10 °Ckommt. Dagegen stellt Mangat in [147] eine Zunahme der Dehnung mit steigender Temperaturfest.

AOAM

ASAV

TSITEM

90 Tage

180 Tage

360 Tagen0

0,01

0,02

0,03

0,04

0,05

0,06

0,07

0,08

0,09

Dehnung

in%

Mörtel

Bild 6--19: Dehnungsverläufe für Mörtel in 2,1%--igen Magnesium-- und Natriumsulfatlösungen bei normalenLaborbedingungen “A”

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Ergebnisse 122

AOAM

ASAV

TSITEM

90 Tage

180 Tage

360 Tagen0

0,02

0,04

0,06

0,08

0,1

0,12

Dehnungin%

Mörtel

Bild 6--20: Dehnungsverläufe für Mörtel in 2,1%--igen Magnesium-- und Natriumsulfatlösungen unter demPersischen Golf entsprechenden Laborbedingungen ”B”

Stellt man die Ergebnisse für die einzelnen Mörtel unter den beiden Laborbedingungen gegen-über, so erhält man für die Sulfatwiderstände das Bild 6--21.Wie aus dem Bild ersichtlich ist, be-einflussen die verschiedenen Mörtelzusammensetzungen den Sulfatwiderstand sehr unter-schiedlich.

Durch Zugabe von 7 M.--% Silikastaub, der im Mörtel “AM” enthalten ist, werden dieDehnungen im Vergleich zumReferenzmörtel nach einem Jahr um 18% unter normalen und um16% unter dem Persischen Golf entsprechenden Laborbedingungen verringert. Mangat in [146]berichtet über umfangreiche Untersuchungen, in denen durch Zugabe von Mikrosilika derSulfatwiderstand im Vergleich zur Nullprobe erhöht wird. Dagegen berichtet Biczok [149], daßPuzzolane oft schneller durch austauschfähige Magnesiumsalze angegriffen werden als reinerPortlandzement. Er erklärt dieses durch die schnelle hydrolytische Zersetzung der CSH--Phasenaufgrund der geringeren Pufferwirkung des vorhandenen Calziumhydroxid. In derBetonporenlösung ist dasCalziumhydroxid nur schwer löslich.Wird die Probenflüssigkeit durchvon außen eindringende Lösung verdünnt, so kann diese Löslichkeit sehr stark ansteigen. Ineinem solchen Fall wird der Porenraum stark vergrößert, so daß Transportprozesse schnellervoranschreiten können. Daher kann eine größere Calziumhydroxidkonzentration in einemBetonauch bei lösendem Angriff nachteilig wirken.

Die Zugabe von 20M.--%wäßriger Lösung von “SBR” imMörtel “AS” bewirkt nach einem JahreineVerminderung der Intensität des Sulfatangriffes imVergleich zumReferenzmörtel von 22%unter normalen Laborbedingungen ”A” und 18 % unter dem Persischen Golf entsprechendenLaborbedingungen ”B”. Bei Verwendung von 11 M.--% wäßriger Lösung von “VP” im Mörtel“AV” wird die Intensität des Sulfatangriffes im Vergleich zum Referenzmörtel um 37 % unternormalen Laborbedingungen ”A” und um 15 % unter Laborbedingungen ”B” verringert. DieseVerminderung ist mit Transportvorgängen verknüpft und daher auf die durch Polymereverursachte dichte Struktur des Mörtels zurückzuführen.

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Ergebnisse 123

Wie aus Bild 6--21 zu ersehen ist, nimmt bei Einlagerung in Sulfatlösung die Dehnung desTrockenmörtel “TSI” unter beiden Laborbedingungen langsamer zu. Dies ist mit dem geringenC3A--Gehalt im sulfatbeständigen Trockenmörtel zu begründen. Die größte Dehnung zeigtTrockenmörtel “TEM” unter beiden Lagerbedingungen. Dies ist mit der Einwirkungsulfathaltiger Lösung auf die chemische Reaktion der aluminatischen bzw.aluminatischferritischen Zementklinkerphasen mit Sulfationen zu dem auch als natürlichemMineral auftretenden Ettringit zurückzuführen.

Bild 6--21: Vergleich des Sulfatwiderstandes der Mörtel unter Laborbedingungen “A” und “B”

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Ergebnisse 124

Zusammenfassung :

-- Bei allen untersuchten Mörtel sind die Dehnungen unter Laborbedingung ”B” größer alsunter der Laborbedingung ”A”.

-- Durch Zugabe von organischen Zusatzstoffen verringern sich die Dehnungen unterLaborbedingung ”B” zwischen 18 und 15 %, wobei die Tendenz bei ”VP”-haltigemMörtel ausgeprägter als bei ”SBR”-haltigem Mörtel ist.

-- Die Zugabe von Silikastaub hat einen ähnlichen Einfluß wie die Zugabe von organischemZusatzstoff. Dadurch verringert sich die Dehnung unter Laborbedingung ”B” um 16%.

-- Trockenmörtel “TSI” besitzt aufgrund seines Portlandzements mit geringem C3A--Gehalteinen großen Widerstand gegen Sulfatangriff. Dadurch verringert sich die Dehnungzwischen 52 und 55 %.

-- Trockenmörtel ”TEM” zeigt den geringsten Widerstand gegen Sulfatangriffe im Vergleichzum Referenzmörtel. Die Dehnung steigt um ca. 50 % unter beiden Laborbedingungen.

6.1.4 Verbundfestigkeit zwischen Untergrundbeton und Betonersatzsystem

Die Ergebnisse der Haftzugfestigkeitsprüfungen der untersuchten Betonersatzsysteme anVerbundkörpern nach 360 Tagen Lagerung unter normalen ”A” und unter de Persischen GolfentsprechendenLaborbedingungen “B” sind indenBildern6--22 und6--23 zusammengefaßt.DiePrüfergebnisse streuen sehr stark und liegen zwischen 0 und 2,65 N/mm2.

DieHaftzugfestigkeit ist eineKenngröße, diemit relativ großen Streuungen behaftet ist. Deshalbsind auch getrennte Anforderungen an den Mittelwert und die Einzelwerte in dem RegelwerkZTV-SIB sinnvoll. Neben den Absolutwerten der Haftzugfestigkeitsprüfung ist in jedem Fallauch die Art des Bruches in die Beurteilung mit einzubeziehen.

Alle untersuchten Betonersatzsysteme zeigen eine kleinere Haftzugfestigkeit unter demPersischen Golf entsprechenden Laborbedingungen. Die verschiedenen Betonersatzsystemebeeinflussen die hohe Haftzugfestigkeit sehr unterschiedlich.

Die Haftzugfestigkeit der Betonersatzsysteme “A0” sind sehr gering und liegen im Mittelwertzwischen 1,01 und 1,2 N/mm2 unter beiden Laborbedingungen. Das Ersatzsystem zeigtinsgesamt größere flächenmäßige Anteile an Brüchen in der Bindeebene. Die geringeHaftzugfestigkeit dieses Mörtels ist auf seinen hohen E-Modul und das große Schwindenzurückzuführen. Wie aus den Ergebnissen zu ersehen ist, sind die Anforderungen der RichtlinieZTV-SIB an die Haftzugfestigkeit (Mittelwert 2 N/mm2 und Einzelwert 1,5 N/mm2) nichterreicht.

Das silikastaubhaltige Betonersatzsystem zeigt einenMittelwert der Haftzugfestigkeit zwischen1,42 und 1,75N/mm2 unter beidenLaborbedingungen. DieserMörtel erreicht den erforderlichenWert unter Laborbedingungen ”A” nur unter Verwendung einer Haftbrücke aus Schlämme vonStyrol-Butadien. Unter Laborbedingungen “B” erreicht der Mörtel “AM” nicht die in RichtlinieZTV-SIB geforderte Kohäsionsfestigkeit. Das VP-haltige Betonersatzsystem “AV” besitzt trotzseiner hohen Verformbarkeit und seinem geringen Schwinden eine zu geringe Haftzugfestigkeit

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Ergebnisse 125

zwischen 0,76 und 1,65 N/mm2. Diese erstaunlich niedrige Haftzugfestigkeit kann zum Teil mitseiner sehr kurzen Verarbeitbarkeitszeit von weniger als 30 Minuten begründet werden.

Die Haftzugfestigkeiten des SBR-haltigen Betonersatzsystems “AS” liegen im Mittelwert bei2,3 und 2,5 N/mm2 unter beiden Laborbedingungen. Die Streuungen der Einzelwerte derverschiedenen Prüfserien sind eher ähnlich. Sie zeigen auch einen größeren flächenmäßigenAnteil an Brüchen im Beton. Dies deutet darauf hin, daß die Haftung am Betonuntergrund gutist.

Das Betonersatzsystem “TEM” besitzt eine befriedigende Haftzugfestigkeit. Sie liegt imMittelwert zwischen 2,0 und 2,25 N/mm2 unter beiden Laborbedingungen. Das Ersatzsystemzeigt einen großen Anteil an Brüchen im Beton.

Betonersatzsystem “TSI” zeigt ein Haftversagen bereits beim Vorbohren der Mörtelbeschich-tung (für diesen Versuch wurde ßHZ= 0 eingesetzt). Das Haftversagen wird durch eine hohe Be-anspruchung des Verbundsystems durch die größere Schwindentwicklung besonders im jungenAlter (Es 3 d 0,62 ‰, Es 360 d 1,6 ‰; s. Abschnitt 6.1.2.1) verursacht.

Tabelle 6--4 enthält eine zusammenfassende Bruchflächenbeschreibung aller Einzelprüfstellender oben genannten Prüfserie. Angegeben ist die prozentuale Verteilung folgender Brucharten:

S Kohäsionsbruch im Untergrundbeton. Dabei entspricht der Verbund denAnforderungen.

S Kohäsionsbruch im Ersatzsystem. Dabei werden die geforderten Haftzugwerte für dasErsatzsystem als kritische Grenze betrachtet.

S Adhäsionsbruch zwischen Untergrundbeton und Betonersatzsystem. In diesen Fällen istdie Anschlußfuge die Schwachstelle des Systems.

Aus der Tabelle 6--4 ist zu ersehen, daß die Dauerhaftigkeit von Mörtelbeschichtungen in denmeisten Fällen durch Adhäsionsversagen begrenzt wird, weil die Haftzone zum Untergrund-beton durch Scherspannungen und Abrißzugspannungen beansprucht wird. Folgende Ein-wirkungen dominieren :

-- direkte mechanische Kräfte

-- Schwinden des neuen Mörtels

-- Feuchte- und Temperaturwechsel

-- Rißbildung bzw. Rißbewegung im Untergrundbeton

Die Adhäsionsfestigkeit kann stark beeinträchtigt werden durch :

-- Feuchtigkeitszutritt an der Bauteiloberfläche oder aus dem Untergrundbeton

-- chemischer Angriff durch aggressive Ionen

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Ergebnisse 126

0,0

0,5

1,0

1,5

2,0

2,5HaftzugfestigkeitinN/mm

A0 AM--1 AM--2 AS AV TEMMörtel

Spannweitekleinster EinzelwertMittelwertGrößter Einzelwert

2

Bild 6--22: Haftzugfestigkeit der untersuchten Betonersatzsysteme unter Laborbedingung “A”

0,0

0,5

1,0

1,5

2,0

2,5

A0 AM--1 AM--2 AS AV TEMMörtel

Spannweitekleinster EinzelwertMittelwertGrößter Einzelwert

HaftzugfestigkeitinN/mm2

Bild 6--23: Haftzugfestigkeit der untersuchten Betonersatzsysteme unter Laborbedingung “B”

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127Ergebnisse

Tabelle

6--4:

Zusam

menstellung

derHaftzugfestigkeits-Prüfergebnissederuntersuchten

Betonersatzsystem

e

HaftzugfestigkeitinN/mm2

Bruchbildin%

Haftbrücke

Kennw

ert

Einzelwert

Mittelwert

BBE

ABE

Haftbrücke

Kennw

ert

Lagerung

“A”

Lagerung

“B”

Lagerung

“A”

Lagerung

“B”

Lagerung

“A”

Lagerung

“B”

Lagerung

“A”

Lagerung

“B”

Lagerung

“A”

Lagerung

“B”

KEW

1,10

0,80

100

100

AO

Zem

entschlämme

GEW

, 1,30

, 1,22

1,2

1,01

3010

7090

RN

, 0,20

, 0.42

,,

Zem

entschlämme+

7M

%Silk

bKEW

1,27

1,25

4010

6090

7M.-%Silkastaub

(AM1)

GEW

, 1,80

, 1,60

1,53

1,42

5030

5070

(AM1)

RN

, 0,53

, 0,35

,,

AM

Schläm

meaus

SlB

diKEW

1,50

1,20

6050

4050

Styrol-Butadien

(AM2)

GEW

, 2,00

, 2,10

1,75

1,65

8060

2040

(AM2)

RN

, 0,50

, 0,90

,,

Shl

dKEW

2,35

2,10

9090

1010

AS

Schläm

meausden

zugehörigenpcc

GEW

, 2,65

, 2,50

2,5

2,3

100

100

zugehörigenpcc

RN

, 0,30

, 0,40

,,

Shl

dKEW

1,00

0,76

100

100

AV

Schläm

meausden

zugehörigenpcc

GEW

, 1,65

, 1,45

1,33

1,25

1090

100

zugehörigenpcc

RN

, 0,65

, 0,99

,,

Shl

dKEW

2,00

1,70

100

7030

TEM

Schläm

meausden

zugehörigenpcc

GEW

, 2,50

, 2,30

2,25

2,0

100

100

zugehörigenpcc

RN

, 0,50

, 0,60

,,

KEW

TSI

Epoxidharz

GEW

0(1)

00

0100

100

p

RN

Erklärung

:KEW

:kleinsterEinzelwert

B:Bruch

imBeton

GEW

:größterWert

BE

:Bruch

imErsatzsystem

RN

:Spannw

eite(GEW--KEW)

ABE:Bruch

inderBindeebene

(1)

Haftversagenbeim

Vorbohren

(ßHZ=0)

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128Ergebnisse

Zusammenfassung

-- Die Prüfergebnisse streuen sehr stark und liegen je nach dem Betonersatzsystem und nachder Lagerungsbedingung zwischen 0 und 2,65 N/mm2.

-- Das kunststofffreie BetonersatzsystemMörtel “A0” führt wegen des hohen E-Moduls unddes großen Schwindens zu geringer Haftzugfestigkeit (zwischen 0,8 und 1,30 N/mm2).

-- Das silikastaubhaltige Betonersatzsystem “AM” zeigt eine Haftzugfestigkeit zwischen1,20 und 1,80 N/mm2 und erreicht den erforderlichen Wert nach Rili ZTV-SIB unterLaborbedingungen “A” unter Verwendung einer Haftbrücke aus Schlämme vonStyrol-Butadien.

-- Das Styrol-Butadienhaltige Betonersatzsystem “AS besitzt aufgrund seines geringenE-Moduls und des Schwindens die höchste Haftzugfestigkeit unter beidenLaborbedingungen (zwischen 2,10 und 2,65 N/mm2).

-- Das Vinylpropionathaltige Betonersatzsystem “AV” besitzt trotz seiner hohenVerformbarkeit und seines geringen Schwindens eine zu geringe Haftzugfestigkeit(zwischen 0,76 und 1,65 N/mm2). Dieses kann zum Teil auf seine kurze Verarbeitbarkeitvon weniger als 30 min. zurückgeführt werden.

-- Trockenmörtel “TSI” zeigt aufgrund seines hohen Schwindens besonders im jungen Alterein Haftversagen beim Vorbohren der Mörtelbeschichtung.

-- Trockenmörtel “TEM” besitzt eine befriedigende Haftzugfestigkeit zwischen 1,70 und2,50 N/mm2.

Zusammenfassend kann man feststellen, daß die Adhäsion von zementgebundenemInstandsetzungsmörtel durch Zusatz von Styrol-Butadien erheblich verbessert werden kann.Auch silikastaubhaltiger Mörtel zeigt bei einer abgestimmten Haftbrücke eine Verbesserung derVerbundfestigkeit. Die Dauerhaftigkeit des Verbundsystems für Trockenmörtel “TEM” undMörtel “AS” entspricht den Anforderungen der Richtlinie ZTV-SIB.

Zur Abschätzung der Dauerhaftigkeit des Verbundes zwischen Betonersatzsystem undUntergrundbeton sollten darüberhinaus Eigenspannungen aus Schwinden und Temperatur- undFeuchtigkeitswechsel berücksichtigt werden. Diese Eigenspannungen können vorhandeneStörungen in der Bindeebene verstärken, die aus den wechselnden Dehnungszuständen derBetonrandzonewährend der Erhärtungsphase des Betonersatzsystems auf den Beton resultieren.Diese Eigenspannungen führen zu einer verminderten Festigkeit oder einem verändertenBruchbild bei der Haftzugfestigkeitsprüfung. Zur Erzielung eines dauerhaften Verbundeszwischen Betonersatzsystem und Untergrundbeton sind daher

-- ausreichende Zug- bzw. Abrißfestigkeit des Untergrundbetons durch einwandfreieOberflächenvorbehandlung

-- ausreichende Haftzugfestigkeit bzw. Dauerhaftigkeit der Haftzone durch Wahl einergeeigneten Haftbrücke

-- ausreichende Zug- und Haftzugfestigkeit und ein niedriger E-Modul der Instandsetzungs-mörtel

erforderlich.

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129Ergebnisse

6.2 Zusammenfassende Bewertung der Ergebnisse der Laboruntersuchungen

Anhand der Versuchsergebnisse ist zu erkennen, daß Frisch- und Festmörteleigenschaften starkvon Temperatur und Feuchtigkeit abhängig sind. Unter dem Persischen Golf entsprechendenLaborbedingungen “B” konnte bei allen untersuchten Mörteln eine Verschlechterung dergemessenen mechanischen und physikalischen Eigenschaften festgestellt werden. Außerdemzeigen die Mörtel auch geringe Dauerhaftigkeiten. Dies ist bei dem Mörtel “AVM” undTrockenmörtel “TSI” stark ausgeprägt. DasVerhalten unter den Laborbedingungen “B” läßt sichdarauf zurückführen, daß aufgrund der hohen Temperatur der Hydratationsprozeß beschleunigtwird. Somit kommt es zu einer unvollständigen und inhomogenen Bildung vonHydratationsprodukten. In diesem Fall wird der Porenraum vergrößert, so daß der Transport vonaggressiven Ionen schneller voranschreiten kann. Im folgenden wird anhand vonVersuchsergebnissen eine zusammenfassende Bewertung der mechanischen und physikalischenEigenschaften sowie der chemischen Beständigkeit und der Verbundfestigkeit vorgenommen :Dazu sind die Versuchsergebnisse noch einmal in den Tabellen 6--5 und 6--6 zusammengefaßt.

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130Ergebnisse

Tabelle

6--5:ÜbersichtderLaborergebnissefürdieuntersuchten

Mörtelnach28

Tagen

Mörteleigenschaften

Reparaturmörtel

AO

Referenz

AM

+7M.-%Z

SF

AS

+20

M.-%Z

SBR

AV

+11

M.-%Z

VP

AVM

+7m.-%ZSF

und

11M.-%ZVP

Trockenmörtel

“TSI”

Trockenmörtel

“TEM”

AB

AB

AB

AB

AB

AB

AB

Druckfestigkeit

(N/mm2)

59,5

6265

6545

4850

4553

3972

6388

84

Elastizitätsmodul

(N/mm2 )

31,9

32,7

3333,8

24,2

2522,9

23,5

23,5

1926,3

2625,5

27

Sch

inden(‰

)3d

0,2

n.b.

0,5

n.b.

0,05

n.b.

0,04

n.b.

0,09

n.b.

0,62

n.b.

0,15

n.b.

Schw

inden(‰

)28

d0,9

0,95

0,83

0,85

0,4

0,85

0,1

0,63

0,3

1,1

1,0

1,3

0,7

1,2

Biegezugfestigkeit(N/mm2)

77

8,65

8,25

11,20

11,10

11,3

10,2

87,2

7,55

7,25

11,8

11,47

ISA10-Wert(ml/m

2 /s)

0,32

0,38

0,17

0,24

0,15

0,2

n.b.

n.b.

n.b.

n.b.

0,7

1,0

0,25

0,32

kleinsterWert

AnormaleLaborbedingungen

größterWert

BdemPersischen

GolfentsprechendeLaborbedingungen

n.b.

:nichtbstimmt

SF:

Silikastaub

SBR:

Styrol-Butadien

VP

:Vinylpropionat

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131Ergebnisse

Tabelle

6--6:ÜbersichtderLaborergebnissefürdieuntersuchten

Mörtelnach360Tagen

Mörteleigenschaften

Reparaturmörtel

AO

Referenz

AM

+7M.-%ZSF

AS

+20

M.-%Z

SBR

AV

+11

M.-%Z

VP

AVM

+7M.-%ZSF

und

11M.-%ZVP

“TSI”

Trockenm

örtel

“TEM”

Trockenm

örtel

AB

AB

AB

AB

AB

AB

AB

Druckfestigkeit

(N/mm2)

6761

7466

6153,5

6457

65,5

3787

7694

85

Elastizitätsmodul

(N/mm2)

33,5

32,2

34,7

3328,1

26,1

28,1

26,7

2920,5

2824

28,6

27

Biegezugfestigkeit(N/mm2)

7,25

7,20

9,5

8,15

1311,5

1311

8,7

6,9

9,2

8,4

13,3

11,5

Schw

inden‰

1,4

1,6

1,4

1,5

0,9

1,6

0,27

1,1

0,9

1,35

1,2

1,6

1,1

1,6

ISA10-Wert(ml/m

2 /s)

0,12

0,2

0,08

0,15

0,06

0,13

n.b.

n.b.

n.b.

n.b.

0,3

0,75

0,1

0,2

Kapillarwasseraufnahm

e(g/mm2)S10--4

6,4

185

14,5

1,5

4,7

1,7

5,8

n.b.

n.b.

n.b.

n.b.

2,5

6

Gesam

tporösität(Vol.-%)

1316

6,9

9,3

5,9

7,6

3,9

5,6

1424,1

10,4

165

6,6

Chlorideindringungin40

mmTiefe

(M.-%B.)

0,09

0,14

0,55

0,1

0,05

0,1

0,11

0,19

n.b.

n.b.

0,2

0,27

0,07

0,12

Sulfattreibennach

18Monaten

(‰)

0,63

0,71

0,52

0,6

0,49

0,58

0,4

0,6

n.b.

n.b.

0,3

0,32

0,84

1,1

Verbundfestigkeit(N/mm2)

1,2

1,01

1,35

1

1,75

21,42

1

1,65

22,5

2,3

1,33

1,25

n.b.

n.b.

00

2,25

2

größterWert

AnormaleLaborbedingungen

kleinsterWert

BdemPersischen

GolfentsprechendeLaborbedingungen

n.b.

:nichtbstimmt

1HaftbrückeausZem

entschlämme+7

M.-%ZSF

SF:

Silikastaub

2HaftbrückeausSB

R-Schlämme

SBR:

Styrol-Butadien

VP

:Vinylpropionat

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132Ergebnisse

6.2.1 Mechanische Eigenschaften

Druckfestigkeit (siehe Abschnitt 6.1.1.1)

-- Die zeitliche Entwicklung der Druckfestigkeit der Referenzmörtel ist schneller als die derthermoplastisch modifizierten Mörtel.

-- Die Zugabe vonKunststoffdispersion bewirkt eine Abnahme der Druckfestigkeit (nach 28Tagen zwischen 11 und 28%und nach einem Jahr zwischen 5 und10%),wobei derEinflußvon “SBR” ausgeprägter als der von “VP” ist.

-- Die Zugabe von Silikaststaub bewirkt eine Zunahme der Druckfestigkeit (um ca. 9 %).

-- Trockenmörtel “TSI” und “TEM” bewirken die größte Festigkeitssteigerung (zwischen 24und 40 % im Vergleich zu kunststofffreiem Mörtel).

-- Die gemeinsame Verwendung von “VP” und Silikastaub hat einen negativen Einfluß aufdie mechanischen Eigenschaften, der unter Laborbedingungen “B” besonders ausgeprägtist.

Elastizitätsmodul (siehe Abschnitt 6.1.1.2)

-- Die Zugabe von Kunststoffdispersion bewirkt eine deutliche Reduzierung des E-Moduls(nach 28 Tagen zwischen 16 und 19 %), wobei der Einfluß von “VP” ausgeprägter ist alsder von “SBR”. Silikastaub hingegen beeinflußt den E-Modul nur wenig (um ca. 3 %).

-- Gemeinsamer Einsatz von “VP” und Silikastaub unter Laborbedingungen “B” ist nichtverträglich und führt zu einer starken Abnahme des E-Moduls (nach einem Jahr um ca. 36%).

-- Trockenmörtel “TSI” und “TEM” zeigen im Vergleich zu kunststofffreiem Mörtel einengeringeren E-Modul (zwischen 15 und 25 %).

Biegezugfestigkeit (siehe Abschnitt 6.1.1.3)

-- Die Biegezugfestigkeit der untersuchten Reparaturmörtel liegt je nach Zusammensetzungzwischen 6,9 und 14 N/mm2 und entspricht ca. 1/4,5 bis 1/9 der Druckfestigkeit.

-- Die Zugabe von Kunststoffdispersion bewirkt eine deutliche Zunahme der Biegezug-festigkeit (nach einem Jahr zwischen 52 und 65 %).

-- Die Zugabe von Silikastaub führt zur Erhöhung der Biegezugfestigkeit (nach einem Jahrzwischen 13 und 21 %).

-- Die gemeinsameVerwendung von Silikastaub undVinylpropionat führt zu einer Abnahmeder Biegezugfestigkeit unter Laborbedingungen “B” (um ca. 4 %).

-- Trockenmörtel “TSI” zeigt im Vergleich mit kunststoffdispersionshaltigem Mörtel einegeringere Biegezugfestigkeit (nach einen Jahr um 8,5 N/mm2). Der Mörtel “TEM” besitzteine hohe Biegezugfestigkeit (ca. 13,3 N/mm2).

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133Ergebnisse

Zu bemerken ist, daß eine große Festigkeit des Mörtels besonders im jungen Alter nichtvorteilhaft ist. Eine Erhöhung der Druckfestigkeit bringt automatisch eine Vergrößerung desE-Moduls mit sich. Bei der Verwendung eines Instandsetzungsmörtels mit hohem E-Modultreten im Verlauf des Schwindvorgangs relativ große Spannungen auf, die zur Rißbildung an derOberfläche oder zur Ablösung des Verbundes zum Betonuntergrund führen können.

Kunststoffkomponenten verringern die Eigenspannungen durch frühzeitige plastischeVerformungen während des Hydratationsfortschritts. Der E-Modul bleibt länger niedrig imVergleich zu Beton ohne Kunststoffzusatz.

Die geringeren Eigenspannungen erlauben eine Erhöhung der äußeren Last bzw. Verformungen,was sich unmittelbar in der Steigerung der Biegezugfestigkeit zeigt.

6.2.2 Physikalische Eigenschaften

Schwinden (siehe Abschnitt 6.1.2.1)

-- Bei allen untersuchten Mörteln schwankt die Schwindverformung im Alter von 90 Tagenzwischen 0,25 und 1,35 ‰ unter beiden Laborbedingungen.

-- Die kunststoffdispersionshaltigenMörtel “AS” und “AV” zeigen zu Beginn der Austrock-nungsphase eine verzögerte Schwindverformung.

-- Die Zugabe von Kunststoffdispersion bewirkt eine erhebliche Abnahme der Schwindver-formung im jüngeren Alter (75 und 88 %), wobei der Einfluß von “VP” ausgeprägter alsder von “SBR” ist.

-- Der Einsatz von Silikastaub erhöht die Schwindverformung besonders im jungen Alter(zwischen 20 und 25 %), aber nach einem Jahr stimmt die Verformung fast mit der desReferenzmörtels überein.

-- Bei gemeinsamer Verwendung von Silikastaub und Vinylpropionat vergrößert sich dieSchwindverformung unter Laborbedingung “B” nach 90 Tagen (um ca. 26 %).

- Trockenmörtel “TSI” zeigt die größte Schwindverformung unter beiden Laborbedingun-gen Trockenmörtel “TEM” zeigt eine Abnahme der Schwindverformung (im jüngeren Al-ter zwischen 25 und 40 %).

Kapillare Wasseraufnahme (siehe Abschnitt 6.1.2.2)

-- Alle untersuchten Mörtel zeigen, daß sich bei kapillarer Wasseraufnahme insgesamt dast -Gesetz bezüglich des zeitlichen Verlaufs des Eindringens mit den gemessenen Wertenverschiedener Autoren bestätigt.

-- Die Zugabe von Kunststoffdispersion führt zu einer erheblichen Zunahme desEindringwiderstands des Mörtels (zwischen 67 und 76 %), wobei der Einfluß von “SBR”ausgeprägter als der von “VP” ist.

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134Ergebnisse

-- Durch Einsatz von Silikastaub läßt sich aufgrund der Füllwirkung das Eindringen vonWasser nach 72 Stunden um ca. 20 % reduzieren.

-- Trockenmörtel “TEM” zeigt eine geringere Eindringtiefe als kunststofffreier Mörtel (ca.60 %).

Wasserpermeabilität -- ISA10-Wert (siehe Abschnitt 6.1.2.3)

-- Die Zugabe vonMikrosilika beiMörtel “AM” verringert den ISA10-Wert zwischen 25 und47 % unter beiden Laborbedingungen.

-- Die Zugabe von “SBR” bei Mörtel “AS” führt zu einer Verringerung des ISA10-Werteszwischen 35 und 53 % unter beiden Laborbedingungen.

-- Die ISA10-Werte für alle untersuchten Mörtel liegen nach einem Jahr unter 0,25 ml/m2/sund weisen eine niedrigere Absorption auf. Eine Ausnahme bildet der Trockenmörtel“TSI”.

Gesamtoffene Porösität (siehe Abschnitt 6.1.2.4)

-- Bei Zugabe von Silikastaub bei Mörtel “AM” verringert sich die gesamtoffene Porösitätzwischen 42 und 47 %.

-- Die Zugabe von Kunststoffdispersion im Mörtel “AS” und “AV” führt zu einer Abnahmeder gesamtoffenen Porösität zwischen 52 und 70%unter beidenLaborbedingungen,wobeider Einfluß von “VP” ausgeprägter als der von “SBR” ist.

-- Trockenmörtel “TEM” zeigt eine Abnahme der gesamten Porösität von ca. 60 % undTrockenmörtel “TSI” zwischen 6 und 20 %.

-- DiegemeinsameVerwendung vonVinylpropionat undSilikastaub hat einen negativenEin-fluß auf die Dichtigkeit des Mörtels, der unter den Laborbedingungen “B” besonders aus-geprägt ist (Zunahme der offenen Porösität um 50 %).

Die Beherrschung der Eigenspannung aus Schwinden und Temperaturwechsel ist das zentraleFestigkeitsproblem bei der Betoninstandsetzung mit zementgebundenem Mörtel. DasSchwinden von zementgebundenem Werkstoff ist eine last- und temperaturabhängigeVolumenabnahme, hauptsächlich durch Wasserverlust des Zementsteins. Diese wirdhervorgerufen durch die große Oberfläche und Porösität des Zementsteins. Je größer derZementgehalt und W/Z-Wert des Baustoffs, desto größer ist die auftretendeSchwindverformung. Die durch das Schwinden bedingten Eigenspannungen durchlaufenwegenihres Abbaus durch das Kriechen zeitlich einMaximum. Eine Rißgefahr besteht, wenn zu einemZeitpunkt die Zugspannung die Zugfestigkeit überschreitet. Wie die durchgeführtenUntersuchungen gezeigt haben, wird durch das verbesserte Wasserrückhaltevermögen derkunststoffdispersionshaltigen Mörtel das Schwinden sehr günstig beeinflußt, so daß dieRißneigung geringer wird. Außerdem läßt sich durch Abnahme der Kapillarporen und dergesamtoffenen Porösität die Dichtigkeit des Mörtels erhöhen.

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135Ergebnisse

6.2.3 Chemische Beständigkeit

Eindringen von Chlorid (siehe Abschnitt 6.1.3.1)

-- Die Zugabe von Silikastaub führt zu einer Verbesserung des Widerstandes gegenChloridbeanspruchungen, wobei die Chloridkonzentration im Mörtel zwischen 29 und39 % verringert wird.

-- Die Zugabe von “SBR” beim Mörtel “AS” führt zu einem hohen Widerstand gegenChloridbeanspruchungen. Die Chloridkonzentration im Mörtel verringert sich zwischen29 und 89 % unter beiden Laborbedingungen.

-- Die Zugabe von “VP” im Mörtel “AV” hat keinen günstigen Einfluß und erhöht dieChloridkonzentration zwischen 22 und 36 %.

-- Trockenmörtel “TSI” hat aufgrund seines Portlandzementesmit geringem C3A-Gehalt eingeringeres Chloridbindevermögen. Er besitzt einen geringen Widerstand gegenChloridbeanspruchungen.

Sulfattreiben (siehe Abschnitt 6.1.3.2)

-- Durch Zugabe von Kunststoffdispersion verringert sich die Dehnung zwischen 16 und36 %, wobei der Einfluß von “VP” ausgeprägter als der von “SBR” ist.

-- Die Zugabe von Silikastaub führt zu einer Verringerung der Dehnung um ca. 16 %.

-- Trockenmörtel “TSI” zeigt aufgrund seines Portlandzementes mit geringem C3A-Gehalteinen größeren Widerstand gegen Sulfatangriffe. Trockenmörtel “TEM” zeigt dengeringsten Widerstand gegen Sulfatangriffe.

Die Ergebnisse der Versuche haben gezeigt, daß die Dauerhaftigkeit von Reparaturmörtel unteraggressiven Umweltbedingungen nicht nur von der chemischen Zusammensetzung desMörtels,des Zements und der Zusatzstoffe bei anderen Mörtelbestandteilen abhängig ist, sondern auchganz wesentlich von der Transportgeschwindigkeit der Schadstoffe im Mörtel. Materialeigen-schaften, chemische Zusammensetzung und ganz besonders die Transporteigenschaftenbestimmen letztlich den Verlauf einer Korrosionsreaktion. Die Versuche zeigen außerdem untervorliegenden klimatischen Bedingungen, daß das Eindringen von Chlorid durch Zugabe vonSilikastaub, bzw. Styrol-Butadien verringert wird und damit die Dauerhaftigkeit von Mörtelnwesentlich verbessert werden kann.

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136Ergebnisse

6.2.4 Verbundfestigkeit zwischen Untergrundbeton und Betonersatzsystem(siehe Abschnitt 6.1.4)

Die Beurteilung der Dauerhaftigkeit des Verbundverhaltens des Betonersatzsystems und desUntergrundbetons erfolgt mit Hilfe einer Haftzugfestigkeitsprüfung. Die ermitteltenHaftzugfestigkeiten von kunststofffreien Betonersatzsystemen zeigen unbefriedigendeErgebnisse (ßHZ zwischen 0,8 und 1,3 N/mm2). Silikastaubhaltiger Mörtel kann unterVerwendung von einer Schlämme aus Styrol-Butadien als Haftbrücke unter normalenLaborbedingungen zulässige Werte erreichen (ßHZ zwischen 1,5 und 2,0 N/mm2).Vinylpropionathaltiger Mörtel zeigt trotz seines niedrigen E-Moduls und des geringenSchwindens zu geringe Haftzugfestigkeiten (ßHZ zwischen 0,65 und 1,65 N/mm2). Dies istwahrscheinlich auf seine sehr kurze Verarbeitbarkeitszeit zurückzuführen (weniger als 30Min.).Die ermittelten Haftzugfestigkeiten von Styrol-Butadienhaltigem Mörtel und Trockenmörtel“TEM” entsprechen den Anforderungen der Richtlinie ZTV-SIB an die Dauerhaftigkeit desVerbundsystems (ßHZ zwischen 1,7 und 2,50 N/mm2). Trockenmörtel “TSI” zeigt bereits beimVorbohren Haftversagen, das auf hohes Schwinden und eine ungeeignete Haftbrückezurückzuführen ist. DieserMörtel ist für die Sanierung von Betonbauwerken am PersischenGolfverwendet worden und hat dort ähnliche Ergebnisse gezeigt.

Zusammenfassend kann festgestellt werden, daß durch die Zugabe von geeigneten organischenZusatzstoffen die Dichtigkeit und die Dauerhaftigkeit des zementgebundenen Mörtels erheblichverbessert wird. In vielen Fällen von Instandsetzungen führt die Verwendung von Silikastaub zuhoher Festigkeit und geringer Verformbarkeit, die nicht erwünscht sind, weil man damitungünstige Voraussetzungen für die Rißbreitensteuerung und Bewehrung erhält.

Der Zusatz geeigneter organischer Stoffe ist eine äußerst wirkungsvolle Maßnahme zurVerbesserung der Dauerhaftigkeit und des Verbundes des Betonersatzsystems und Altbetons. Erführt zu hoher Dichtigkeit, günstiger Verformbarkeit, hohem Widerstand gegen das Eindringenvon aggressiven Ionen und hoher Verbundfestigkeit. Die Mörtel “AS” und “TEM” mitorganischem Zusatz sind unter den hier untersuchten Mörteln als die günstigen Mörtel zurVerwendung bei der Betoninstandsetzung von Betonbauwerken am Persischen Golf zu werten.

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137Ergebnisse

6.3 Auswertung der Ergebnisse aus Felduntersuchungen vor der Instandsetzung

6.3.1 Visuelle Beobachtungen

Während der Untersuchungen wurden folgende visuelle Beobachtungen gemacht :

-- Rostspuren, Abplatzungen im korrodierenden Bereich

-- Schwindrisse in der Mitte der Betonplatte

-- Längsrisse besonders am Rand der Betonplatte

-- Kalkablagerung in Rissen

-- Nicht mit Beton überdeckte Bewehrungsstähle

6.3.2 Rißbreiten und Rißarten

Während der visuellen Betrachtung wurden Risse beobachtet und ihre Breiten gemessen. DieRißbreiten variieren stark und liegen zwischen 0,2 und 1,2 mm. Bild 6--24 zeigt die Verteilungder Rißbreiten.

0

10

20

30

0,2 0,4 0,6 0,7 0,8 1,2Rissbreiten in mm

Anzahlder

Messungen

0,47±0,26

Bild 6--24 : Verteilung der Rißbreiten

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138Ergebnisse

Am Rand der Betonplatte wurden Längsrisse beobachtet. Diese Risse sind auf dieSprengwirkung der Korrosionspodukte der Bewehrung zurückzuführen. Die Längsrisseverlaufen parallel zum Bewehrungsstab. Dabei ist die offenliegende Stahlfläche sehr groß. DieFolge ist eine Schwächung der Betondeckung über dem Bewehrungsstab. Längsrisse neigendaher vermehrt zu entsprechender Abplatzung der Betondeckung. In der Mitte der Betonplattewurden viele netzartige unregelmäßige Risse, die in verschiedene Richtungen verlaufen,beobachtet. Diese kann man zum Teil auf Frühschwindrisse infolge vonTemperaturschwankungen und Oberflächenaustrocknung des Frischbetons und auf dieEigenspannung durch behinderte Verformungen zurückführen.

Das Rißverhalten kann allgemein durch konstruktive, bemessungs-, material- und ausführungs-technischeMaßnahmen beeinflußt werden. Deshalbmuß die Auswirkung von Rissen auf dieBe-wehrung differenziert betrachtet werden. Neben der Rißbreite ist eine Vielzahl von anderen Be-gleitparametern zu berücksichtigen. Der Einfluß der Rißbreite selbst auf dieBewehrungskorrosion ist klein ! Von viel größerer Bedeutung sind der Rißverlauf und die Dich-tigkeit der Betondeckung neben Riß und Rißart (Normalriß / wasserführender Trennriß) [7].

Normalrisse sind meist trockene oder immer wassergefüllte Biegerisse, die nicht durch dasBauteil durchgehen, so daß ein Durchfluß von Wasser nicht möglich ist (z.B. Biegerisse).Wasserführende Trennrisse entstehen meist durch behinderte Verformung und ermöglichendurch Trennung des Bauteils den periodischen Durchfluß von Wasser.

Bei Normalrissen ist die Korrosionswahrscheinlichkeit wesentlich geringer als bei wasserfüh-renden Trennrissen. Durch die Ablagerung von Korrosionsprodukten kann eine SelbsthemmungderKorrosion erfolgen. Normalrisse besitzen zudem ab einer gewissen Tiefe eine geringeBreite;häufig sind sie auch wassergefüllt. Dies verhindert den Sauerstoffzutritt, so daß keine Beweh-rungskorrosion stattfindet. Ebenso wird dadurch der Depassivierungszeitpunkt verzögert.

Bei wasserführenden Trennrissen hingegen können Korrosionsprodukte ausgewaschen werden.Der ungehinderte Zutritt von Wasser und Sauerstoff ist jederzeit möglich. Dies kann unteranderem zu einer Anreicherung von Chlorid in den Rißflanken führen. Für dieBewehrungskorrosion liegen wesentlich günstigere Bedingungen vor.

Bei Normalrissen, die -- wie bereits erwähnt -- ab einer gewissen Tiefe häufig wassergefüllt sind,erfolgt die Chloridinfiltration im Riß meist durch Diffusion im Wasser. Dieser Prozeß verläuftjedoch sehr langsam. Die Chloridgehalte in der Rißflanke und neben demRiß unterscheiden sichdeshalbmeist nicht sehr stark. Bei wasserführendenTrennrissen, die jeweils wieder austrocknen,kann das Chlorid direkt über Kapillartransport in Rißflanken eindringen. Dies kann zu starkerhöhten Konzentrationen gegenüber dem ungerissenen Bereich führen. Deshalb ist eswesentlich, durch konstruktive Maßnahmen insbesondere wasserführende Trennrisse zuvermeiden.

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139Ergebnisse

Zusammenfassung

-- Die Rißbreiten schwanken zwischen 0,2 mm und 1,2 mm. Der häufigste Wert liegtzwischen 0,6 und 0,7 mm. Risse mit einer derartigen Rißbreite können wasserführendeTrennrisse sein.

-- Die Risse verlaufen oft parallel zum Bewehrungsstab (Längsrisse) oder netzartig inverschiedene Richtungen. Ursachen sind behinderte Verformungen durch Schwinden undTemperaturerhöhungen, Oberflächenaustrocknung des Frischbetons (Schwindrisse) undeine Sprengwirkung infolge der Korrosion der Bewehrung (Längsrisse).

-- Die wasserführenden Trennrisse weisen größere Korrosionsraten auf als die Längsrisse.

-- Der Einfluß der Rißbreite auf die Bewehrungskorrosion wird sehr unterschiedlichbeurteilt. Im allgemeinen verlaufen sämtliche Transportvorgänge in der Betondeckschichtzwischen den Rissen. Die Rißbreite beeinflußt nur den Depassivierungszeitpunkt derBewehrung, indemdasEindringen vonaggressiven Ionenbehindert wird.DeshalbmußderEinfluß von Rissen auf die Dauerhaftigkeit differenziert betrachtet werden. Wesentlichsind Rißart, Rißverlauf und Dichtigkeit der Deckschicht neben dem Riß sowie dieRißbreite.

6.3.3 Chloridgehalt

Das Chloridtiefenprofil wurde in 10 Tiefenstufen bis in eine mittlere Tiefe von 100 mmgemessen. In Bild 6--25 ist das Chloridprofil dargestellt. Wie aus Bild 6--25 zu ersehen ist,reduziert sich der Chloridgehalt, beginnend vom Maximumwert unmittelbar an derBetonoberfläche, mit zunehmender Tiefe. In Tiefen von 100mm zeigt sich noch ein hoherAnteilan Chlorid (ca. 0,1M.-%). Dies weist daraufhin, daß der Chloridgehalt die kritische Grenze weitüberschritten hat (s. Abschnitt 2.5.5).

0

0,1

0,2

0,3

0,4

0,5

0,6

0,7

0,8

0,9

1

0 10 20 30 40 50 60 70 80 90 100

Tiefenprofil [mm]

Chloridgehalt[M.--%B.]

Bild 6--25 : Chloridprofil

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140Ergebnisse

Das Maximum des Chloridgehaltes unmittelbar an der Betonoberfläche ist daraufzurückzuführen, daß Trockenbeton infolge kapillarer Porösität chloridhaltiges Wasser (durchKlimawechsel trocken/feucht) schnell aufsaugt. Verdunstet das Porenwasser an der Oberflächewieder (Sonnenstrahlen), läßt es die Chloride im Beton zurück. Bei erneuter Befeuchtung mitchloridhaltigem Wasser gelangen weitere Chloride in den Beton. Das Ergebnis ist ein erhöhterChloridgehalt. Dieser Effekt erscheint bei mangelhaften Betondeckungen mit besonders hoherPorösität stärker.

Chloride dringen nicht unaufhaltsam inBeton ein; die Eindringtiefe strebt einemEndwert zu.DieChlorideindringung strebt um so eher einem konstanten Endwert zu, je höherwertig der Betonist. Bei den vorliegenden Untersuchungen wurden in Tiefenstufen von 70 bis 80 mm fastkonstante Werte erreicht (zwischen 0,1 und 0,2 %).

Bezüglich des Chloridgehaltes muß differenziert werden zwischen “Eigenchloridgehalt” und“Fremdchloridgehalt”. Als Eigenchlorid wird der Chloridgehalt der Ausgangsstoffe Zement,Zuschlag und Anmachwasser bezeichnet. Dieser kann näherungsweise dem mit zunehmenderTiefe konstant bleibenden Restchloridgehalt gleichgesetzt werden. Die Differenz zumgemessenen Gesamtchloridgehalt ergibt den im Laufe der Nutzungsdauer eingedrungenenFremdchloridgehalt. Bei den vorliegenden Untersuchungen kann man davon ausgehen, daß dereigene Chloridgehalt zwischen 0,1 bis 0,2 % bezogen auf das Betongewicht ist.

Der Chloridgehalt der 7 Entnahmestellen zeigt keine signifikanten Unterschiede. Offensichtlichwurde der gesamte Bereich gleichförmig beaufschlagt. Nur in 2 Fällen wiesen Teilproben mitkleinerem Zuschlagkorn (max. 16 mm) und gleichmäßigem, relativ dichtem Beton eineAbnahme des Chloridgehalts von ca. 25 % auf.

Daher ist es verständlich, daß das Auftreten von Korrosion wesentlich davon abhängt, wiegleichmäßig dicht, d.h. fehlstellenfrei der Betonstahl von Zementstein umhüllt ist. Liegen z.B.poröse, wasserführende Zuschlagkörner am Stahl an, so ist dieser Schutz örtlich unterbrochen,d.h. an dieser Stelle kann auch der niedrige Chloridgehalt zur Korrosion führen.

Als Ursache für die erhöhte Porösität auf Korngrenzen stehen drei Mechanismen im Vorder-grund :

-- Einseitiges Wachstum des Zementsteins gegen den Zuschlag

-- Mikrorisse infolge Inkompatibilitäten zwischen Zuschlag und Zementstein

-- Entmischung im Zementleim unter dem Zuschlag

a) Einseitiges Wachstum des Zementsteins gegen den Zuschlag

Im Bereich des Zuschlags erfolgt das Wachstum der Zementkörner während der Hydratationeinseitig aus einem Halbraum gegen die Zuschlagscherfläche. Die entstehende Packung istdeshalb weniger dicht als im Inneren des Zementsteins. Es entsteht eine poröse Grenzschichtrund um die Zuschlagkörner.

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141Ergebnisse

b) Mikrorisse infolge Inkompatibilitäten zwischen Zuschlag und Zementstein

Bei dem Baustoff Beton handelt es sich um einen zusammengesetzten Werkstoff. Er bildet einMehrphasensystem aus Zuschlag, Zementstein und dem in den Poren des Zementsteinsgebundenen Porenwasser. Dieser zusammengesetzte Werkstoff weist mechanische, thermischeund hygrische Inkompatibilitäten auf, welche vornehmlich entlang derKorngrenzen zur Bildungvon Mikrorissen und Ablösungserscheinungen führen und somit deren bereits erhöhte Porösitätverstärken.

c) Entmischung im Zementleim unter dem Zuschlag

Durch differentielle Setzung entstehen poröse Schichten zwischen Zementleim und Zuschlag.Sie entstehen auch durch Entmischung von Zement und Wasser im Zementleim unter denZuschlagkörnern.

Zusammenfassung

-- Bei allen 7 Entnahmestellen des Chloridprofils wurde im Bereich der Betondeckung einsehr hoherChloridgehalt bei ca. 0,9M.-%B. im oberflächennahenBereich festgestellt. DerGehalt ist gleichmäßig über die Fläche verteilt. Dies weist darauf hin, daß derChloridgehalt die kritische Grenze weit überschritten hat.

-- Der Chloridgehalt der 7 Entnahmestellen zeigt keine signifikanten Unterschiede. Nur inzwei Fällenwurde in Teilproben eineAbnahme desChloridgehalts von ca. 25%gemessen.

-- Sehr auffallend ist nach Freilegung der Bewehrung, daß die chloridinduzierte Korrosiongleichmäßigere Angriffe auf die Bewehrung und selten Lochfraßkorrosion aufweist. Diesist darauf zurückzuführen, daß die Betonoberfläche gleichmäßig durch das Chloridangegriffen wurde.

-- Der Chloridgehalt im Beton wies in der Tiefenstufe bei 80 mm relativ konstante Wertezwischen 0,1 bis 0,2 M.-% B. auf. Dies ist darauf zurückzuführen, daß die Betone mitchloridhaltigem Zuschlag, Zement oder Wasser hergestellt wurden.

-- An größeren Zuschlagkörnern traten maximale Chloridgehalte auf, d. h. je nach derDichtigkeit an derGrenzfläche zumZementstein zeigten sie einen höheren oder geringerenChloridgehalt. Nach Freilegung derBewehrung imporösenBereichwurde festgestellt, daßdie Korrosion bevorzugt an größeren Zuschlagkörnern begonnen hatte.

-- Die Höhe des Chloridgehalts des Betons ist auf mangelhafte Betonqualität und geringeBetondeckung zurückzuführen.

6.3.4 Sulfatgehalt

Der Sulfatgehalt wurde in 10 mm Tiefenstufen bis in eine mittlere Tiefe von 80 mm gemessen.In Bild 6--26 sind die gemessenenWerte des Sulfatgehalts dargestellt. Auch hier wurde imBetonvon außen nach innen ein abnehmender Gehalt an wasserlöslichem SO42-- gemessen, wobei der

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142Ergebnisse

Gehalt bei etwa 20 bis 30mmTiefe einen fast konstantenWert von ca. 0,55M.-% erreicht. Dieserist darauf zurückzuführen, daß der Beton mit sulfathaltigem Zuschlag oder Zement hergestelltwurde.

0,3

0,4

0,5

0,6

0,7

0 10 20 30 40 50 60 70 80 90

Tiefe [mm]

Sulfatgehalt[M.-%B.]

Bild : 6--26 : Sulfatprofil in Tiefenstufe bis 80 mm

Ein erhöhter Gehalt an wasserlöslichem Sulfat nahe der Betonoberfläche kann folgendeUrsachen haben :

-- Eindringen und Anreicherung von Fremdsulfat aus der Umgebung. Es kann daher wegendes Eintrages von außen als SO2--Gase erhöht werden oder, wegen der Tatsache, daß mitder Karbonatisierung des Zementsteins Sulfationen freigesetzt werden.

-- Umverteilung des zementeigenen Sulfats zur Oberfläche

Zusammenfassung

-- Der Sulfatgehalt in der äußersten Schicht beträgt 0,66 M.-% .

-- Der Sulfatgehalt in Tiefenstufen von 20 mm ist fast konstant und beträgt 0,55M.-% . Diesist darauf zurückzuführen, daß der Beton als sulfathaltiger Ausgangsstoff hergestelltwurde.

-- Der zulässige Gesamtsulfatgehalt beträgt 5 % des Zementgewichts. Daher dürfte derSulfatgehalt nicht als Ursache der Korrosion angesehen werden.

Es ist zu bemerken, daß die Anwesenheit von SO42----Ionen die Bindekapazität von Chloridwegen des niedrigen C3A--Gehalts reduziert.

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143Ergebnisse

6.3.5 Karbonatisierungstiefen

Die gemessenen Karbonatisierungstiefen sind in Bild 6--27 dargestellt. Die Karbonatisierungs-tiefen betragen zwischen 10 und 20 mm. Da die Karbonatisierungstiefen weit geringer als dieBetondeckung sind, kann dieKarbonatisierung desBetons nicht alsUrsache für Korrosion an derBewehrung angesehen werden.

0

10

20

30

10 15 20

Karbonatisierungstiefe in mm

Anzahlder

Messungen

12,89±5,26

Bild 6--27 : Verteilung der Kabonatisierungstiefen

Zusammenfassung

Die Karbonatisierungstiefen betragen zwischen 10 mm und 20 mm und sind geringer als dieBetondeckung. Daher kann die Karbonatisierung nicht als Ursache für Korrosion betrachtetwerden.

6.3.6 Potentialfeldmessung

Beim Einsatz der Potentialfeldmessung steht die Lokalisierung der korrodierenden Bewehrungim Vordergrund. Damit wurden auch andere Bereiche erfaßt, welche bei der visuellen Kontrolleals gefährlich erkannt wurden. Ein Ausschnitt aus dem gemessenen Potentialfeld (Raster 0,20×0,20 m) ist in der Form von Isopotentiallinien in Bild 6--28 dargestellt. Das Potentialfeld zeigtstark negative Potentiale, welche auf eine Vielzahl von lokalen Korrosionsstellen hindeuten.Weiter zeigt es deutlich, daß negative Potentiale vorwiegend auf der zumPersischen Golf gerich-teten Seite der Bauteile auftreten.

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144Ergebnisse

Persischer Golf

Bild 6--28 : Potentialfeldmessung

Aufgrund dieses Befundes wurde die oberste Lage der Bewehrung freigelegt und derKorrosionszustand der Bewehrung visuell beobachtet. Durch den Betonabtrag wurden auchRostspuren (beginnende Korrosion) entfernt. Der Vergleich zwischen Potentialfeld undKorrosionszustand der Bewehrung zeigt folgende Resultate :

An sämtlichen Stellen, an denen Querschnittsverluste (20 bis 30 %) an der Bewehrungfestgestellt wurden, besitzt das Potentialfeld stark negative Werte.

-- Bereichemit negativemPotential treten auch an Stellen auf, wo keinAngriff der Bewehrungsichtbar ist (beginnende Korrosion).

-- Im Vergleich zur rein visuellen Beobachtung (Rostspuren, Abplatzungen) ist die mit derPotentialfeldmessung festgestellte korrodierende Zone ca. 30 % größer.

-- Als Grenzwerte für die Korrosion der Bewehrung wurde der Wert von 400 mV CSEfestgestellt. Dies bedeutet, daß mit einer Korrosionswahrscheinlichkeit von 90 % (nachASTM C 876) gerechnet werden muß.

Zusammenfassung

-- Die durch das Potentialfeld aufgezeigte korrodierende Zone stimmt sehr gut mit dervisuellen Beurteilung nach dem Freilegen der Bewehrung überein.

-- ImVergleich zur rein visuellen Inspektion (Abplatzungen, Rostspuren am Beton) ist die mitder Potentialfeldmeßtechnik festgestellte korrodierende Zone ca. 30% größer.

-- Stärkere Korrosionsangriffe an der Bewehrung stimmen mit dem negativeren Potentialüberein.

-- Mit den Grenzen von --400 mV CSE wurde eine Korrosionswahrscheinlichkeit (nachASTMC--876) > 90% festgestellt.

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145Ergebnisse

6.3.7 Betondeckung

Die gemessenen Mittelwerte der Betondeckung der ersten Bewehrung sind in Bild 6--29 zusam-mengestellt. Dabei zeigt sich, daß dieBetonüberdeckung inweiten Grenzen variiert. Sie schwan-ken zwischen 15 und 55 mm. Die hohen Standardabweichungen von±12,8 weisen darauf hin,daß es sich um ungleichmäßige Betondeckungen handelt.

0

10

20

30

40

0 15 20 30 35 40 45 50 55Betondeckung in mm

Anzahlder

Messungen

39,02 +12,8

Bild 6--29 : Verteilung der Betondeckung

Betrachtet man den Zusammenhang zwischen Betondeckung und Potentialwerten, so istersichtlich, daß ein auffallend positivesPotential nur bei einerBetondeckung über 40mmauftritt.Ein auffallend negatives Potential tritt bei geringer Überdeckung auf. Die Dichtigkeit derBetondeckung ist ein wichtiger Parameter für die Dauerhaftigkeit. Diese erhöht sich mitzunehmender Betondeckung. Mit der Tiefe erfolgt eine Zunahme der Betonfeuchtigkeit, welcheals Elektrolyt den OH----Ionentransport ermöglicht. Man kann daher davon ausgehen, daß einehöhere Betondeckung die Initiierungsphase verlängert, und daß demzufolge nach einerbestimmtenZeit derAnteil der korrodierten Stahloberflächeoder dieLochtiefemit zunehmenderBetondeckung abnimmt.

Zusammenfassung

Die gemessenen Betondeckungen streuen sehr stark und liegen zwischen 15 und 55 mm. DieHöhe der Standardabweichungen von±12,8 weist darauf hin, daß es sich um ungleichmäßigeBetondeckungen handelt. Die Dichtigkeit der Betondeckung ist der wichtigste Parameter für dieDauerhaftigkeit. Die geringe Betondeckungsschicht begünstigt in erster Linie den Depassi-vierungszeitpunkt der Bewehrung durch die Wirkung aggressiver Ionen.

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146Ergebnisse

6.3.8 Oberflächenzugfestigkeit

Die gemessene Oberflächenzugfestigkeit ist in Bild 6--30 dargestellt. Insgesamt wurden an dreiPrüfstellen je fünf Messungen durchgeführt. Die Ergebnisse zeigen niedrige Werte. Sie liegenim Mittelwert zwischen 1,54 ± 0,27 N/mm@ und 1,76 ± 0,15 N/mm@.

0

0,5

1

1,5

2

2,5

1 2 3

Anzahl Prüfstellen

OberflächenzugfestigkeitinN/mm2

1.54± 0,271.76± 0,15

1.52± 0,15

Bild 6--30 : Verteilung der Oberflächenzugfestigkeit

Für die mechanischen Eigenschaften des Betonuntergrundes werden in den Richtlinien ZTV--SIB erforderliche Abreißzugfestigkeiten angegeben, zum Teil in Abhängigkeit von den an-schließenden Reparaturmaßnahmen. Gefordert wird eine Mindestabreißfestigkeit von ßHz =1,5 N/mm@. Für weniger stark beanspruchte Betonuntergründe wurden kleinere, für stärkerbeanspruchte Betonuntergründe größere Mindestabreißzugfestigkeiten zwischen 0,8 N/mm@und 2,0 N/mm@ gefordert. Die Ergebnisse der Oberflächenzugfestigkeit zeigen, daß es sichbei dem Beton im Hafenbereich um eine minderwertige Qualität handelt. Für stark bean-spruchte vorliegende klimatische Bedingungen ist eine größere Mindestoberflächenzugfestig-keit erforderlich.

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147Ergebnisse

Zusammenfassung

Die gemessene Oberflächenzugfestigkeit variiert im Mittelwert zwischen 1,54 ± 0,27 und 1,76± 0,15 N/mm@ und hat eine Mindestabreißzugfestigkeit, die die Anforderung der RichtlinieZTV--SIB erreicht. Für stark beanspruchten Betonuntergrund (wie bei den vorliegenden klimati-schen Bedingungen) ist eine größere Mindestoberflächenzugfestigkeit erforderlich.

6.3.9 Rückprallwerte

Der gemessenen Rückprallwerte sind in Bild 6--31 dargestellt. Die an den Betonplatten jeEntnahmestelle bestimmten mittleren Rückprallwerte liegen zwischen 25 und 45 Skalenteilen.Die Standardabweichungen für die gewählten Entnahmestellen lagen bei ± 6,9. Die höhereStandardabweichung weist darauf hin, daß die Festigkeit der oberflächennahen Schicht variiert.

0

10

20

30

20 26 28 35 37 40 45

Rückprallwert in Skalenteilen

AnzahlM

essungen

33.17± 6,9

Bild 6--31 : Verteilung der Rückprallwerte

DieRückprallprüfungwurde amvorliegendenObjekt zurUntersuchungderGleichmäßigkeit derFestigkeit der oberflächennahen Schicht angewendet. Für die Abschätzung der Betonfestigkeiterweist sich diese Methode als ungeeignet, weil damit Fehlbeurteilungen möglich sind. Ausdiesem Grund wurde zur Bestimmung der Druckfestigkeit des Betons eine zerstörende Prüfungangewandt (siehe Abschnitt 6.3.1.10 und 6.3.1.11).

Zusammenfassung

Bei den vorliegenden Objektuntersuchungen wurden Rückprallprüfungen zur Ermittlung derGleichmäßigkeit des Betons angewandt.

Die Rückprallwerte variierten stark und liegen zwischen 25 und 45 Skalenteilen. DieStandardabweichungen liegen bei ± 6,9 . Die hohen Standardabweichungen weisen darauf hin,daß es sich um Beton mit ungleichmäßiger Festigkeit handelt.

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148Ergebnisse

6.3.10. Druckfestigkeit durch Bohrkernproben

Die ermittelte Druckfestigkeit von 9 Bohrkernproben ist in Bild 6--32 zusammengestellt. Diemittlere Druckfestigkeit beträgt 19,2 ± 1,4 N/mm@. Die Druckfestigkeiten zeigen, daß es sich umBeton minderwertiger Qualität handelt.

0

10

20

30

1 2 3 4 5 6 7 8 9

Anzahl der untersuchten Proben

DruckfestigkeitinN/mm2

19,2±1,4

Bild 6--32 : Verteilung der Druckfestigkeit

Die vorhandene Druckfestigkeit ist schlechter, als sie gemäß Planung gefordert wurde. DieResultate der 28--Tage--Würfeldruckfestigkeit aus der laufenden Betonkontrolle (38 N/mm@ –42 N/mm@) streuen erheblich. Die Abweichungen sind hauptsächlich auf die schlechteVerdichtung, auf stärkere Entmischung des Betons und auf die Betonierart zurückzuführen.Beton wird im Normalfall solange verdichtet, bis sich an der freien Oberfläche einegeschlossene Feinmörtelschicht gebildet hat und größere Luftblasen austreten. Dieser Zustandstellt sich dadurch ein, daß durch die differenzierte Setzung zwischen Zementstein undZuschlag mehr oder weniger Feinmörtel nach oben verdrängt wird. Zement mitFeinmörtelanreicherung schwindet stärker als der normal zusammengesetzte Beton. Dieserhöht die ohnehin durch Austrocknungsvorgänge bestehende Rißneigung in derBetonrandzone. Außerdem besitzen die Zementschlammschichten nach dem Erhärten infolgerelativ großer Porösität nur geringe Festigkeiten. Sie sind deshalb für dieBetonoberflächenbeschaffenheit von großer Bedeutung, insbesondere für die Dauerhaftigkeitdes Betons. Auch infolge schlechter Nachbehandlung und durch frühzeitiges Austrocknen,z.B. durch Sonnenstrahlung oder Wind und Luftzug, wird dem Zement das Wasser entzogen,das er zum Erhärten benötigt. Die Hydratation läuft nur solange weiter, wie freies Wasser zurVerfügung steht. Im Extremfall werden die ersten Hydratationsprodukte wieder zerstört unddies umsomehr, je jünger der Beton ist und je schneller das Wasser entzogen wird. Bei

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149Ergebnisse

anschließender Befeuchtung kommt die Hydratation zwar wieder in Gang, doch muß miteiner Verminderung der Festigkeit und einer Zunahme der Porösität gerechnet werden.

Zusammenfassung

-- Die mittlere Druckfestigkeit an Bohrkernproben beträgt 19,2 ± 1,4 N/mm@.

-- Die ermittelten Druckfestigkeiten sind sehr gering und streuen erheblich um die 28--Tage--Würfeldruckfestigkeit aus der laufenden Betonkontrolle (38 N/mm@ -- 42 N/mm@). DieseAbweichungen sind hauptsächlich auf schlechte Verdichtung, starke Entmischung,unkontrollierte Ausgangsstoffe und auf die Betonierart zurückzuführen.

6.3.11 Druckfestigkeit durch Auszieh--Versuche (CAPO--Test)

Zur Bestimmung der Betonfestigkeit wurden auch Auszieh--Versuche (CAPO--Test)durchgeführt; die Ergebnisse sind in Bild 6--33 dargestellt. Die mittlere Druckfestigkeit beträgt20,6 ± 1,99 N/mm@.

0

10

20

30

1 2 3 4Anzahl der untersuchten Proben

DruckfestigkeitinN/mm2

20.6± 1,99

Bild 6--33 : Verteilung der Druckfestigkeit für den CAPO-Test

Ein Vergleich zwischen der ermittelten Druckfestigkeit durch den Bohrkern--Test und denCAPO--Test zeigt, daß beideMethoden nahezu gleiche Festigkeiten feststellen. Daraus folgt, daßsich durch diese Methode nur die Druckfestigkeit mit hoher Genauigkeit feststellen läßt.

Zusammenfassung

Die durch den Auszieh-Versuch gemessene Druckfestigkeit beträgt durchschnittlich 20,6 ± 1,99N/mm@. Der Vergleich der ermittelten Werte der Druckfestigkeit mit den Ergebnissen aus denBohrkernproben zeigt, daß beide Methoden nahezu gleichwertige Ergebnisse liefern.

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150Ergebnisse

6.4 Zusammenfassende Bewertung der Ergebnisse aus den Felduntersuchungen vorder Instandsetzung.

Die Ergebnisse der Felduntersuchungen sind in Tabelle 6--7 zusammengefaßt.

Tabelle 6--7 : Zusammenfassende Ergebnisse aus Felduntersuchungen vor der Instandsetzung

Meßgröße Ergebnisse

Druckfestigkeit von Bohrkernen (N/mm@) 19,2 ± 1,4

Druckfestigkeit durch CAPO--Test (N/mm@) 20,6 ± 1,99

Oberflächenzugfestigkeit (N/mm@) 1,76 ± 0,15; 1,52 ± 0,15

Rückprallwert nach Schmidt (Skalenteile) 33,17 ± 6,9

Karbonatisierungstiefe (mm) 12,89 ± 5,26

Zementgehalt (kg/m#) 1) 275 -- 320

Chloridgehalt M.-% B. in äußerster Schicht 0,9

Sulfatgehalt M.-% B. in äußerster Schicht 0,66

Potentialwerte (mV CSE) > 400

Betondeckung (mm) 39,02 ± 12,8

Rißbreiten (mm) 0,47 ± 0,26

1) Zementgehalt wurde von früheren Untersuchungen übernommen

Zunächst zeigen die Ergebnisse in Tabelle 6--7, daß es sich beim Beton des Hafens um eine eherminderwertige Qualität handelt. Die vorhandene Betonqualität ist schlechter als die gemäß Pla-nung geforderte Qualität (38 N/mm@). Zudem streuen die Resultate erheblich. Dies gilt z. B. fürden Zementgehalt und für die Festigkeit. Die aus den Resultaten der Bohrkerne berechnete28--Tage--Festigkeit weicht von der 28--Tage--Würfelfestigkeit aus der laufenden Betonkontrolleab (38 N/mm@ -- 42 N/mm@). Diese Abweichungen sind hauptsächlich auf die schlechteVerdich-tung, die starke Entmischung, die Betonierart und die schlechte Nachbehandlung zurückzufüh-ren.

Im Folgenden wird anhand von Versuchsergebnissen eine zusammenfassende Bewertung derBestandsaufnahme vorgenommen.

6.4.1 Visuelle Beobachtung

Sichtbare Schäden waren nur vereinzelt vorhanden. Auch wurden Risse in der Betonoberflächebeobachtet, welche zu einem großen Teil auf die Sprengwirkung von Korrosionsprodukten aufder Bewehrung zuückzuführen sind.

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151Ergebnisse

6.4.2 Rißbreiten und Rißart

-- Die Rißbreiten variieren in weiten Bereichen und liegen zwischen 0,2 und 1,2 mm.

-- Die Risse verlaufen parallel zu den Bewehrungsstäben (Längsrisse) und sind auf dieSprengwirkung der Korrosion der Bewehrung zurückzuführen. Auch in der Mitte der Be-tonplatten wurden viele netzartige Risse festgestellt, die in verschiedene Richtungen ver-laufen. Diese sind zum Teil Frühschwindrisse infolge von Temperaturschwankungen undOberflächenaustrocknung des Frischbetons und zum Teil Risse infolge Eigenspannungdurch behinderte Verformungen.

-- Auch werden vereinzelt wasserführende Trennrisse festgestellt. Diese Risse weisen einehöhere Korrosionsrate auf als die Längsrisse.

6.4.3. Chloridgehalt

-- Das Chloridprofil liegt im Bereich der Betondeckung sehr hoch (0,9 M.--% B. in 10 mmTiefenstufen). Sie nimmt von außen nach innen ab und weisen in den Tiefenstufen von 80bis 100 mm einen hohen konstanten Wert zwischen 0,1 und 0,2 M.--% B. auf. Dies istdarauf zurückzuführen, daß der Beton mit chloridhaltigen Ausgangsstoffen hergestelltwurde.

-- An allen 7 Entnahmestellen überschreitet der Chloridgehalt den kritischen Grenzwert beiweitem. Zwischen den Entnahmestellen gibt es keine signifikanten Unterschiede. Dies istdarauf zurückzuführen, daß der gesamte Bereich der Betonoberfläche gleichförmigbeaufschlagt wurde. Nur in zwei Fällen weisen Teilproben mit kleineren Zuschlagkörnernund relativ dichtem Beton eine Abnahme des Chloridgehalts um etwa 20 % auf.

-- Nach Freilegung der Bewehrung ist sehr oft auffallend, daß die chloridinduzierteKorrosion einen gleichmäßigen Angriff auf die Bewehrung und selten Lochfraßkorrosionaufweist.

-- Besonders hoheChloridkonzentrationenwurden in denBereichen gemessen, in denen eineerhöhte Porösität oder nicht von Zementstein umhüllte Zuschlagkörner am Stahl anliegenund bis nah an die Betonoberfläche reichen.

-- Als Ursache der erhöhten Korngrenzen--Porösität stehen “einseitiges Wachstum desZementsteins gegen den Zuschlag”, “Mikrorisse infolge von Inkompatibilität desZuschlagzementsteins” und “Entmischung im Zementstein unter dem Zuschlag” imVordergrund.

Alle oben genanntenMechanismen führen zu porösenGrenzschichten entlang desZuschlags, dieden Transport von Schadstoffen stark begünstigen und dadurch den Transport entlang derKorngrenzen als vorherrschend erscheinen lassen. Klar ersichtlich ist, daß mit zunehmendemGrößtkorn--Durchmesser die aufgezeigten Effekte verstärkt werden.

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152Ergebnisse

6.4.4 Sulfatgehalt

Der Sulfatgehalt in der Tiefenstufe 10mm beträgt 0,66M-% --B. Tiefenstufen von 20mmzeigeneinen fast konstanten Sulfatgehalt. Dies ist darauf zurückzuführen, daß der Beton mitsulfathaltigen Ausgangsstoffen hergestellt wurde.

Der höchste zulässige Wert des Sulfatgehalts bezogen auf das Zementgewicht beträgt 5 %.Offensichtlich hat der Sulfatgehalt diese Grenze nicht überschritten. Daher ist der Sulfatgehaltnicht als Ursache für die Korrosion zu betrachten.

6.4.5 Karbonatisierungstiefen

Die Karbonatisierungstiefen liegen zwischen 10 und 20 mm und sind geringer als dieBetondeckung. Daher kann die Karbonatisierung nicht als Ursache für die Korrosion betrachtetwerden.

6.4.6. Potentialfeldmessung

-- Die durch das Potentialfeld angezeigte korrodierende Zone stimmt sehr gut mit dervisuellen Beurteilung nach der Freilegung der Bewehrung überein.

-- Das Potentialfeld zeigt ein starkes negatives Potential zwischen – 200 mV CSE und 400mVCSE, welches auf die Vielzahl der lokalen Korrosionsstellen hindeutet. Als Grenzwertfür die Korrosion wird derWert von 400mVCSE (Korrosionswahrscheinlichkeit > 95 % )festgelegt.

-- Sehr oft fallen die als stark korrodierend bezeichneten Bereiche mit teilweise freigelegter,d.h. mangelhaft überdeckter Bewehrung und Querschnittsverlusten (20 bis 30 %) an derBewehrung zusammen.

-- Bereiche mit negativem Potential treten auch an Stellen auf, wo kein Angriff derBewehrung sichtbar ist (beginnende Korrosion).

-- Als Ursache wurde festgestellt, daß die Korrosionsschäden auf eine geringeBetondeckung, minderwertige Betonqualität und einen hohen Chloridgehalt im Betonzurückzuführen sind.

6.4.7 Betondeckung

-- Die gemessenen Betondeckungen schwanken zwischen 15 und 55 mm. DieStandardabweichung liegt bei 12,8. Dieser hohe Wert weist auf Ungleichmäßigkeiten beider Verarbeitung und auf schlechte Ausführung hin.

-- Auffallend ist, daß die als stark korrodierend bezeichneten Bereiche häufig eine geringeBetondeckung aufweisen.

-- Bereiche mit größeren Betondeckungen treten immer an Stellen auf, an denen keineKorrosion der Bewehrung sichtbar ist.

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153Ergebnisse

Dichtigkeit und eine ausreichende Betondeckung sind die wichtigsten Parameter für dieDauerhaftigkeit. Eine große Betondeckung verzögert zudem den Depassivierungszeitpunkt derBewehrung, Korrosion durch Chloridangriff oder Karbonatisierung.

6.4.8 Oberflächenzugfestigkeit

Insgesamtwurden an 3 Prüfstellen je 5Messungen durchgeführt. DieMittelwerte derMessungenliegen zwischen 1,54 ± 0,27 und 1,76 ± 0,15 N/mm@, womit sie den Mindestanforderungen derRichtlinien ZTV--SIB (min âZ = 1,5 N/mm@) entsprechen. Für stark beanspruchte Betonunter-gründe, z.B. durch klimatische Bedingungen hervorgerufen, wie im vorliegenden Fall, werdenjedoch größere Mindestoberflächenfestigkeiten erforderlich.

6.4.9 Rückprallwerte

Die Rückprallwerte variierten stark, sie liegen zwischen 25 und 45 Skalenteilen. Diese großeStreuung weist darauf hin, daß der Beton eine ungleichmäßige Festigkeit aufgrund von unter-schiedlichen Eigenschaften der Ausgangsstoffe, Schwankungen in der Kornzusammensetzungund Unregelmäßigkeiten bei der Verarbeitung besitzt.

Es ist zu bemerken, daß diese Methode nicht zur Ermittlung der Druckfestigekeit angewandtwurde, da sonst Fehlbeurteilungen möglich wären. Sie ist vielmehr zur Beurteilung derGleichmäßigkeit der Oberflächenfestigkeit geeignet.

6.4.10 Druckfestigkeit durch Bohrkernproben

Die mittlere Druckfestigkeit an ”9” Bohrkernproben beträgt 19,2±1,4 N/mm@.

Die Druckfestigkeit ist also gering und somit die Qualität des Betons eher minderwertig. Dievorhandene Druckfestigkeit weicht erheblich von der 28--Tage Würfelfestigkeit aus derlaufenden Betonkontrolle ab (38 bis 42 N/mm@). Diese Abweichung ist auf die Eigenschaftender Ausgangsstoffe (Zement, Zuschlag), schlechte Verdichtungen und unzureichendeNachbehandlungen zurückzuführen.

6.4.11 Druckfestigkeit durch Ausziehversuch (CaPo--Test)

Die mittlere Druckfestigkeit im Ausziehversuch (CaPo--Test) beträgt 19,2 ± 1,4 N/mm@. EinVergleich der ermitteltenDruckfestigkeiten durchBohrkernproben undCaPo--Test liefert nahezugleiche Ergebnisse. Man kann davon ausgehen, daß durch dieseMethode die Druckfestigkeitmithoher Genauigkeit feststellbar ist.

Während die Tragfähigkeit einesStrukturelementes in einer Betonkonstruktion auf denmechani-schen Eigenschaften des gesamten Elements beruht, hängt seine Dauerhaftigkeit gegenüber ag-gressivenUmwelteinflüssen imWesentlichen von derQualität einer relativ dünnenOberflächen-schicht (20 bis 50 mm) ab. Diese Schicht soll die Bewehrung gegen Korrosion schützen, dieinfolge von Karbonatisierung des Betons, durch Chlorid oder durch andere chemische Einwir-kungen eintreten kann. Die genannten Einflüsse werden durch höhere Temperaturen verstärkt.

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154Ergebnisse

Daher ist die Dichtigkeit der Deckschicht der Bewehrung des Betons von entscheidender Bedeu-tung. Sie wird durch die Porösität und die vorhandenen Risse bestimmt. Maßnahmen zur Ge-währleistung einer genügenden Dichtigkeit sind je nach Verwendungszweck die abgestimmteWahl und Zusammensetzung der Ausgangsstoffe, sachgerechte Herstellung, kleine W/Z--Werteund eine den Erfordernissen unter den vorgesehenen Umweltbedingungen angepaßte Nachbe-handlung. Es muß darauf hingewiesen werden, daß -- für die bezüglich der Dauerhaftigkeit ent-scheidende Qualität der Deckschicht -- ein kleiner W/Z--Wert eine notwendige, in keinem Falljedoch hinreichende Bedingung ist. DieQualität der Deckschicht, die in ihrer ZusammensetzungvomKernbeton ganz erheblich abweichen kann, wird -- eine korrekte Verarbeitung des Frischbe-tons vorausgesetzt -- vorwiegend durch eine gute Verdichtungsarbeit und eine genügend langeNachbehandlung gegeben. Eine falsch hergestellte Deckschicht kann trotz niedrigemW/Z--Wertdurch Entmischungserscheinungen, unvollständigeHydratation und Schwindrisse poröswerdenund somit in schlechter Qualität ausfallen.

Die Nichtbeachtung von anerkannten Regeln der Betontechnologie führt zusätzlich zu einergenerell ungenügendenBetondeckung,meist zu lokalen Schäden. Eine ungenügendeDichtigkeitder Deckschicht bewirkt ausgedehnte Flächenschäden, wodurch die Instandsetzung sehraufwendig wird.

6.5 Auswertung der Ergebnisse aus den Feldversuchen nach der Instandsetzung

6.5.1 Visuelle Beobachtungen

Bei unbehandelten Zwischenfeldern wurde durch Abklopfen mit einem Hammer das Auftretenneuer Schäden festgestellt. Bei behandelten Flächen wurden folgende visuelle Beobachtungengemacht:

BeimAbklopfen der saniertenBereichewurden hohlklingendeStellen festgestellt. Sie deuten aufAblösen des Instandsetzungsmörtels vom Betonuntergrund hin. In der Regel wurden anhohlliegenden Randbereichen auch Risse in der Bindeebene festgestellt.

Vereinzelt wurden Rostflecken und Abplatzungen festgestellt, besonders im Grenzbereichzwischen sanierten und unbehandelten Flächen. Zudem waren einige Bewehrungsstählevorhanden, die nicht mit Beton überdeckt waren.

In der Mitte der Betonplatte wurden viele netzartige Risse beobachtet. Es handelt sich dabei ver-mutlich um Schwindrisse des Frischbetons, die zum Teil auf frühzeitige rasche Austrocknungdurch Sonneneinstrahlung oder Luftzug und auf die Eigenspannung durch behinderte Verfor-mungen zurückzuführen sind. AußerdemwurdenLängsrisse, die parallel zu denBewehrungsstä-ben verlaufen, beobachtet. Sie sind auf die SprengwirkungderKorrosionsprodukte zurückzufüh-ren. In einigen Fällen erstrecken sich die Risse bis in den Altbeton. Einige Risse in derBetonoberfläche sind umlaufend, d.h. auch auf der Oberfläche der Betonplatten feststellbar.

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155Ergebnisse

Zusammenfassung

Beim Abklopfen von sanierten und unbehandelten Flächen wurde das Auftreten neuer Schädenfestgestellt. Zudem wurden verschiedene Risse, wie Schwindrisse und Längsrisse an derBetonoberfläche beobachtet.

6.5.2 Chloridgehalt

Das Chloridtiefenprofil wurde in 10 mm Tiefe bis zu einer mittleren Tiefe von 80 mm in deninstandgesetzten Bereichen gemessen. In Bild 6--34 sind die gemessenen Werte desChloridgehaltes dargestellt. Die Chloridprofile sind im Vergleich zum Zustand vor derSanierung eher flacher, wie aus Bild 6--34 zu ersehen ist. Mit zunehmender Tiefe nimmt derChloridgehalt ab und ab einer Tiefe von etwa 20--30 mm wird ein konstanter Wert zwischen0,3 und 0,4 M.--% B. erreicht. Jedoch gibt es in Tiefen von 80 mm einen hohen Gehalt vonca. 0,2 M.--% B.

0

0,1

0,2

0,3

0,4

0,5

0,6

0 10 20 30 40 50 60 70 80 90

Tiefenprofil [mm]

Chloridgehalt[M--%

B]

Bild 6--34 : Chloridprofil in Tiefenstufen 80 mm nach der Sanierung

Aufgrund des Profils kann man davon ausgehen, daß Reparaturmörtel (Trockenmörtel “TSI”)keinen Widerstand gegen Chloridangriffe aufweist. Ähnliche Ergebnisse wurden bereits beiLaboruntersuchungen festgestellt (s. Abschnitt 6.1.3.1 Mörtel “TSI”).

Wie bereits erläutert, wurde bei lokaler Instandsetzung aus Standsicherheitsgründen nicht dasgesamte Chlorid entfernt. Daher und auch wegen Rückdiffusion der Chloridionen imReperaturmörtel liegt nach der Sanierung der kritische Chloridgehalt im Beton deutlich imBewehrungsbereich. Hier kann der Beton keinen ausreichenden Schutz vor Korrosiongewährleisten. Darüberhinaus kann die Bewehrung nach der örtlichen Instandsetzung in densanierten Bereichen zu einer Beschleunigung des Korrosionsvorgangs in den nichtsaniertenNachbarbereichen führen.

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156Ergebnisse

Deshalb spielen Alkalität und Pufferkapazität des Instandsetzungsmörtels und auch seinChloriddiffusionswiderstand eine entscheidende Rolle. Unter Berücksichtigung derRückdiffusion des Chlorids aus dem nicht entfernten Altbeton muß der kritische Chloridgehaltdes Instandsetzungsmörtels ausreichend hoch liegen, umKorrosion an der Bewehrung zukünftigauszuschließen.

Zusammenfassung

-- Das Chloridprofil war im Vergleich zum Zustand vor der Sanierung eher flacher, aberimmerhin wurden bei allen drei Entnahmestellen im Bereich der Betondeckung erhöhteChloridgehalte und --verteilungen festgestellt.

-- Der Chloridgehalt nimmtmit zunehmender Tiefe ab. In Tiefenvon 80mmgibt es aber nocheinen hohen Anteil von ca. 0,2 M.--% B. Dies weist darauf hin, daß der Chloridgehalt diekritische Grenze weit überschritten hat.

-- Aufgrund des Profils kann man davon ausgehen, daß die Reparaturmörtel keinenWiderstand gegen Chloridangriffe aufweisen. Ähnliche Ergebnisse wurden bereits beiLaboruntersuchungen festgestellt (s. Abschnitt 6.1.3.1 bei Mörtel “TSI”).

Durch die lokale Instandsetzung wurde das Gleichgewicht der Chloridverteilung verändert.Deshalb könnte durch Rückdiffusion von Chlorid aus dem nicht entfernten Altbeton Korrosionverursacht werden. Erneute Korrosionsschäden in den Nachbarbereichen nach örtlicherInstandsetzung hängen deshalb vor allem von der Qualität des Altbetons und desReparaturmörtels ab. Bei Instandsetzungsmaßnahmen müssen alle diejenigen Bereiche entferntwerden, in denen der kritische, korrosionsauslösende Chloridgehalt überschritten ist,unabhängig davon, ob bereits Schäden erkennbar sind oder nicht. Verbleibt der kritischeChloridgehalt nach der Sanierung im Bereich der Bewehrung, kann der Beton keinenausreichenden Schutz gewährleisten, so daß mit einem erhöhten Korrosionsrisiko gerechnetwerden muß. Außerdem muß beim Instandsetzungsmörtel sichergestellt sein, daß während derRestnutzungsdauer kein Chlorid mehr in den Altbeton eindringt. Ähnliche Ergebnisse zeigtenLaboruntersuchungen nach Schießl, Raupach [6].

6.5.3 Karbonatisierungstiefen

Die gemessenen Karbonatisierungstiefen im sanierten Bereich sind in Bild 6--35 dargestellt. DieKarbonatisierungstiefen waren nach zwei Jahren hoch. Sie betrugen zwischen 10 und 15 mm,womit sie aber geringer als die Betondeckung waren.

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157Ergebnisse

0

10

20

10 12 15

Karbonatisierungstiefen in mm

Anzahlder

Messungen

9,77±2,6

Bild 6--35 : Verteilung der Karbonatisierungstiefen

Dieses Ergebnis ändert sich auch nicht, wenn die Bruchfläche einige Zeit zuvor durchAufsprühen einesWassernebels befeuchtet wird. Eswurde beobachtet, daß die Feuchtigkeit auchin Oberflächennähe, also im mit Epoxid beschichteten Bereich, vom Beton aufgesaugt wird.Über die generelle Eignung des Phenolphthalein--Tests in der Epoxidbeschichtung und imkunststoffmodifizierten Mörtel kann jedoch keine eindeutige Aussage gemacht werden.

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158Ergebnisse

Zusammenfassung

Die Karbonatisierungstiefen sind im instandgesetzten Bereich nach zwei Jahren hoch, sie liegenzwischen 10 und I5 mm. Damit sind sie aber auf jeden Fall geringer als die Betondeckung undkönnen nicht als Ursache für die Betonkorrosion betrachtet werden.

Über die generelle Eignung des Phenolphthalein--Tests in kunststoffbeschichteten Bereichen undim kunststoffmodifizierten Mörtel kann keine eindeutige Aussage gemacht werden.

6.5.4 Potentialfeldmessung

Wie bereits erläutert, wurde im Jahr 1995 vor der Sanierung das Potentialfeld gemessen.

Zwei Jahre nach der Sanierung, d.h. im Jahre 1997, wurden Vergleichsmessungen durchgeführt.Damit wurden besonders Bereiche erfaßt, in denen bei Potentialmessungen vor der Sanierungpositive Werte gemessen wurden. Ein Ausschnitt aus dem gemessenen Potentialfeld (Raster0,2× 0,2 m) ist in Form von Isopotentiallinien in Bild 6--36 dargestellt.

Persischer Golf

Bild 6--36 : Potentialfeldmessung

Wie aus Bild 6--36 zu ersehen ist, hat die Sanierung mehrheitlich zu einer Verschiebung desPotentials zu negativenWerten geführt. In keinem Fall wurde das Potential wesentlich positiver.In dem sanierten Bereich beträgt die negative Potentialverschiebung teilweise bis zu 30 %.

Aufgrund der Potentialmessung und anschließend durchgeführten Sondierung mußangenommen werden, daß die Bewehrung über einen längeren Teil der Betonplatten Lochfrassmit einem Querschnittverlust von über 60 % aufweist.

Die Verschiebung des Potentials zu negativen Werten nach der Sanierung kann auf folgendeUrsachen zurückgeführt werden:

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159Ergebnisse

Der Anteil der örtlichen Instandsetzung ist viel geringer als der der unbehandelten Fläche(verhältnismäßig 10--20 % bezogen auf die Gesamtbetonoberfläche). Außerdem wurde dergesamte chloridhaltige Beton bis zur Umgebung der Bewehrung nicht entfernt. D.h., daß derkritische Chloridgehalt nach der Instandsetzung in Bewehrungsbereichen liegt, in denen derBeton keinen ausreichenden Schutz vor Korrosion gewährleisten kann. Durch dieInstandsetzung wird das Gleichgewicht der Chloridverteilung verändert. Aus obengenanntenGründen unterliegt der Beton nach der örtlichen Instandsetzung einem erhöhtenKorrosionsrisiko. Darüberhinaus kann die Bewehrung in den sanierten Bereichen als aktiveKathode zu der anodischen Polarisation solcher depassivierter Stahloberflächen innichtbehandelten Bereiche wirken.

Zusammenfassung

-- Nach örtlicher Instandsetzung wurde eine Verschiebung des Potentials zu negativenWerten im Nachbarbereich festgestellt. Besonders ausgeprägt ist dies im Grenzbereichzwischen sanierten und unbehandelten Flächen.

-- In den sanierten Bereichen wurde das Potential in keinem Fall wesentlich positiver. Dieszeigt, daß ein negatives Potential auch durch ein dichtes Epoxid (Instandsetzungsmörtel“TSI”, s. Abschnitt 5.2.2.1) bewirkt werden kann.

-- Als Grenzwerte für die Korrosion der Bewehrung wurde der Wert > 450 mv CSEfestgestellt. Dies bedeutet, daß mit einer Korrosionswahrscheinlichkeit von 90 % (nachASTM C876) gerechnet werden muß.

-- Im sanierten Bereich waren die mit der Potentialmessung festgestellten korrodierendenZonen ca. 10 % größer als bei visueller Beurteilung nach Freilegen der Bewehrung.

-- Nach den Sondierungen wurde Lochfrass mit einem Querschnittverlust der Bewehrungüber 60 % festgestellt.

Die Resultate der Potentialfeldmessung haben gezeigt, daß die örtliche Instandsetzung nur zueiner Beseitigung der lokalen Betonschäden führt. Infolge der unterschiedlichenChloridkonzentration zwischen instandgesetzten und nicht behandeltenBereichen korrodiert derStahl nach der Instandsetzung beschleunigt weiter. Auch die anodische Wirkung desBewehrungsstahls konnte nicht durch eine Stahlbeschichtung auf Epoxidharzbasis verhindertwerden.

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160Ergebnisse

6.5.5 Verbundverhalten

Um das Verbundverhalten zwischen Betonuntergrund und Betonersatzsystem festzustellen,wurde die Haftzugfestigkeitsprüfung durchgeführt.

Die Prüfungsergebnisse sind in Bild 6--37 zusammengestellt. In der Tabelle 6--8 sind diemittlereHaftzugfestigkeit je Prüfungsserie und die prozentuale Verteilung der Bruchflächen angegeben.Die Ergebnisse streuen sehr stark und liegen zwischen 0 und 0,95 N/mm2. Vereinzelt wurdeHaftversagen beim Vorbohren der Mörtelbeschichtung festgestellt. Für diese Versuche wurdeßHZ = 0 gesetzt.

Ähnliche Ergebnisse wurden bei Laboruntersuchungen im vorliegenden Betonersatzsystemfestgestellt (s. Abschnitt bei Mörtel “TSI”).

Tabelle 6--8 : Zusammenstellung der Haftzugfestigkeit der sanierten Stelle

Entnahmestelle Kennwert Haftzugfestigkeit N/mm2 Bruchbild in %

Einzelwert Mittelwert B BE ABE

1KEWGEWRN

0(1)0,60,62

0,31 100

2KEWGEWRN

0,601,000,40

0,80 10 90

3KEWGEWRN

0,50,950,35

0,75 1010090

4KEWGEWRN

0(1)00

0 100

KEW : Kleiner Einzelwert B : Bruch im Beton

GEW : Größter Einzelwert BE : Bruch im Ersatz

RN : Spannweite (GEW-KEW) ABE : Bruch in der Bindeebene

(1) Haftversagen beim Vorbohren (ßHZ = 0)

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161Ergebnisse

0,00

0,20

0,40

0,60

0,80

1,00

1,20

1 2 3Entnahmestellen

HaftzugfestigkeitinN/mm

2

Spannweite Kleinster Einzelwert Mittelwert Größter Einzelwert

Bild 6--37 : Haftzugfestigkeiten der sanierten Stellen

Wie aus den Darstellungen ersichtlich ist, sind im Allgemeinen die Haftzugfestigkeitswerte sehrniedrig und erreichen damit nicht die Anforderungen der Richtlinie ZTV (Mittelwert 2 N/mm2

und Einzelwert 1,5 N/mm2). Dies ist allein auf Zwängungsspannungen des Verbundsystemsdurch große Schwindentwicklung in jungem Alter mit εs3d = 0,65 ‰ zurückzuführen (s.Abschnitt 6.1.2.1 bei Trockenmörtel “TSI”).

Um eine ausreichende Verbundfestigkeit zwischen Betonersatzsystem und dem Unterbeton zugewährleisten, sind gewisse Eigenschaften des Betonuntergrundes bezüglich Festigkeit,Feuchte, Temperatur und chemischer Beständigkeit erforderlich. Die Qualität desBetonersatzsystems hat ebenfalls entscheidenden Einfluß auf den Erfolg derReparaturmaßnahmen, d.h. ausreichende Zugfestigkeit, niedriges E--Modul, Schwinden undchemische Beständigkeit. Weitere Informationen dazu gibt es in Abschnitt 6.1.4.

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162Ergebnisse

Zusammenfassung

-- Die Haftzugfestigkeitsergebnisse sind allgemein sehr niedrig (zwischen 0 und 0,95N/mm@), weshalb die Anforderungen der Richtlinie Z--TV--SIB nicht erreicht werden.

-- Es wurde vereinzelt auch ein Haftversagen bereits beim Vorbohren derMörtelbeschichtung festgestellt. ÄhnlicheErgebnisse lieferten auchLaboruntersuchungen(s. Abschnitt 6.1.4 bei Trockenmörtel “TSI”).

-- DiegeringeHaftzugfestigkeit ist auf eine starkeBeanspruchungdesVerbundsystemsdurchdie große Schwindentwicklung im jungen Alter mit εs3d = 0,62 ‰ zurückzuführen (s.Abschnitt 6.1.2.1).

Um eine ausreichende Verbundfestigkeit zwischen Altbeton und Betonersatzsystemherzustellen, müssen besonders die Eigenspannungen aus Schwinden, Temperatur-- undFeuchtigkeitswechsel berücksichtigt werden.

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163Ergebnisse

6.6 Zusammenfassende Bewertung der Ergebnisse aus den Felduntersuchungennach der Instandsetzung

Die Ergebnisse der Felduntersuchungen nach der Instandsetzung sind in Tabelle 6--9zusammengefaßt.

Tabelle 6--9 : Zusammenfassende Ergebnisse aus den Felduntersuchungen nach der Instandsetzung

Meßgröße Ergebnisse

Chloridgehalt [M.--%B.](in äußerster Schicht)

0,5

Karbonatisierungstiefe [mm] 9,77±2,6

Potentialwerte (mV CSE) > 450

Haftzugfestigkeit [N/mm@] 0 bis 1

Insgesamt haben die Untersuchungen gezeigt, daß die lokale Instandsetzung in den kleinenBereichen, in denen die Korrosion zu deutlich erkennbaren Schäden geführt hatte, unter denvorliegenden Objektbedingungen Ausgangspunkt für weitere umfangreiche Schädigungen seinkönnte.

Es wurde auch festgestellt, daß die Schäden in den folgenden Jahren weiter zunehmen. Einedauerhafte Sanierung kann nur erreicht werden, wenn alle Faktoren berücksichtigt werden, dieihre Lebensdauer beeinflussen, insbesondere die entsprechende Berücksichtigung derklimatischen Bedingungen. Neben den bautechnischen Voraussetzungen sowie sachkundigerAuswahl und fachgerechter Verarbeitung des Instandsetzungsmaterials, muß auch derBetonuntergrund bestimmteBedingungen erfüllen. Ansonsten steigenAusmaßundKosten einerSanierung mit der Zeit bekanntlich proportional an. Untersuchungen am vorliegenden Objekthaben gezeigt, daß die Qualität des Betonuntergrundes und das Instandsetzungssystem dieentsprechenden Anforderungen nicht erfüllen. Im folgenden wird anhand vonVersuchsergebnissen eine zusammenfassende Bewertung der Bestandsaufnahme vorgenommen.

6.6.1 Visuelle Beobachtungen

Beim Abklopfen der sanierten Bereiche wurden hohlklingende Stellen festgestellt, die auf neueSchäden durch Ablösen des Instandsetzungsmörtels vom Betonuntergrund hindeuten. In derRegel wurden in hohlklingenden Randbereichen auch Risse in der Bindeebene festgestellt.Zudem wurden Schwindrisse und Längsrisse an der Betonoberfläche beobachtet.

In einigen Fällen erstrecken sie sich bis in den Altbeton. Manche Risse in der Betonoberflächesind umlaufend, d.h. auch auf der Oberfläche feststellbar.

6.6.2 Chloridgehalt

-- Das Chloridprofil ist im Vergleich zum Zustand vor der Sanierung eher flacher geworden,aber in Tiefen von 80 mm ist der Gehalt an Chlorid mit ca. 0,2 M.--% B. relativ hoch undüberschreitet damit weit die kritische Grenze.

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164Ergebnisse

-- Das Instandsetzungssystem ”TSI” hat keinen Widerstand gegen den Chloridangriffbewiesen. Ähnliche Ergebnisse wurden bereits bei Laboruntersuchungen festgestellt (s.Abschnitt 6.1.3.1 bei Trockenmörtel “TSI”).

-- Durch die lokale Instandsetzung wurde das Gleichgewicht der Chloridverteilung verändert.Darüberhinaus könnte durch Rückdiffusion von Chlorid aus dem nicht entfernten AltbetonKorrosion verursacht werden.

Bei der örtlichen Instandsetzung müssen alle diejenigen Bereiche entfernt werden, in denen derkritische korrosionauslösende Chloridgehalt überschritten ist, unabhängig davon, ob bereitsSchäden erkennbar sind oder nicht. Ansonsten muß nach der örtlichen Instandsetzung miterhöhtem Korrosionsrisiko besonders im Grenzbereich zwischen sanierter und unbehandelterFläche gerechnet werden. Außerdem muß beim Instandsetzungsmörtel sichergestellt werden,daß während der Restnutzungsdauer kein Chlorid mehr in den Altbeton eindringt.

6.6.3 Karbonatisierungstiefen

Die Karbonatisierungstiefen lagen in der Regel zwischen 10 und 15 mm und waren geringer alsdie Betondeckung. Daher kann die Karbonatisierung nicht als Ursache für die Korrosionbetrachtet werden.

Die Karbonatisierungstiefen sind jedoch im instandgesetzten Bereich nach zwei Jahren hoch.Über die generelle Eignung des Phenolphthalein--Tests in kunststoffbeschichteten Bereichenkann keine eindeutige Aussage gemacht werden.

6.6.4 Potentialfeldmessung

-- Nach der örtlichen Instandsetzung wurde eine Verschiebung des Potentials zu negativenWerten festgestellt. Besonders ausgeprägt ist dies im Grenzbereich zwischen saniertenund unbehandelten Flächen. Die Folge ist eine Makroelementbildung zwischeninstandgesetztem und nicht instandgesetztem Bereich, d.h. anodische Elementströmewerden in die nichtinstandgesetzten Nachbarbereiche verlagert.

-- Zusätzliche Potentialverschiebungen in die negative Richtung traten auch an der saniertenStelle auf. Dies zeigt, daß ein stark negatives Potential auch durch eine dichte Epoxidschicht(Instandsetzungssystem ”TSI”) bewirkt werden kann.

-- Durchgeführte Sanierungen haben gezeigt, daß über einen längeren Teil die Bewehrung derBetonplatten Lochfraß mit einem Querschnittverlust von über 60 % aufweist.

-- Sämtliche Stellen, an denen Querschnittverluste an der Bewehrung festgestellt wurden,zeigen auch ein Potentialfeld mit stark negativen Werten (> 450 mV CSE). Das bedeutet,daß mit einer Korrosionswahrscheinlichkeit von 90 % gerechnet werden muß.

Aufgrund der Potentialmessung nach der lokalen Instandsetzung weist der Beton keineausreichende Dauerhaftigkeit auf, weshalb mit weiteren Abplatzungen zu rechnen ist.

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165Ergebnisse

Da der kritische Chloridgehalt immer im Bewehrungsbereich liegt, bilden sich Makroelementeim Grenzbereich aus, d.h. anodische Elementströme, die sich in die nichtinstandgesetztenNachbarbereiche verlagern.

6.6.5 Verbundverhalten

-- Die Ergebnisse der Haftzugfestigkeitsprüfungen streuen sehr stark und liegen zwischen 0und 0,95 N/mm2. Dies ist auf starke Zwangsbeanspruchungen des Verbundsystems durchgrößere Schwindentwicklungen in jungem Alter zurückzuführen (s. Abschnitt 6.1.2.1).

-- Vereinzelt wurde ein Haftversagen bereits beim Vorbohren der Mörtelbeschichtungfestgestellt. Für diese Versuche wurde ßHZ = 0 gesetzt. Ähnliche Ergebnisse wurden beiLaboruntersuchungen festgestellt (s. Abschnitt 6.1.4). Das schlechte Verbundverhaltenkönnte auch auf eine Unverträglichkeit des Polymerbindemittels mit dem Zement beruhen.

Um die Dauerhaftigkeit des Verbundverhaltens des Betonersatzsystems und des Betonunter-grund zu gewährleisten, muß der Altbeton bestimmte Bedingungen erfüllen, was Festigkeit,Feuchte, Temperatur und chemischeBeständigkeit betrifft. Außerdemhat dieQualität desBeton-ersatzsystems einen entscheidenden Einfluß auf den Erfolg der Sanierung, d.h. ausreichendeZugfestigkeit, niedriger E--Modul, geringes Schwinden und chemische Beständigkeit. WeitereInformationen enthält Abschnitt 6.1.4.

Ziel jeder Instandsetzungsmaßnahmemuß sein, den Korrosionsschutz der Bewehrung dauerhaftwiederherzustellen. Bei der Auswahl der zu ergreifendenMaßnahmenmüssen alle Ursachen undZusammenhänge der Korrosion berücksichtigt werden. Zudem müssen die Konsequenzen dereinzelnen Instandsetzungsschritte richtig erkannt und verstanden werden.

Dies ist besonders wichtig, da die geschädigte Stelle an der Bewehrung oft örtlich saniert wird.Dabei wird das korrosionsauslösende Chlorid des Betonuntergrundes nicht bis zur Bewehrungentfernt, so daß Bewehrungsbereiche verbleiben, in denen der Beton in Zukunft keinenausreichenden Schutz vor Korrosion gewährleisten kann, so daß weitere Schäden entstehen.

Es wurde anhand des Untersuchungsobjektes und der Instandsetzungsprojekte festgestellt, daßeben diese oben genannten Überlegungen fehlen und daß die Objekte oft nach denunterschiedlichsten und z.T. fehlerhaften Kriterien beurteilt wurden. Dadurch wurdenMaßnahmen gefordert, die den Gegebenheiten nicht entsprechen. Beispielsweise wurde daskorrosionsauslösende Chlorid nicht vollständig abgetragen, wie die Untersuchungen gezeigthaben.

Auch ist das Untersuchungskonzept in Art und Umfang der Proben und der untersuchtenMaterialkennwerte für das Instandsetzungssystem mangelhaft. Beispielsweise wurde für denTrockenmörtel TSI die Druckfestigkeit als Anhaltspunkt beobachtet und gemessen, dagegen nurselten die für die Dauerhaftigkeit maßgebenden Parameter: Porösität und Widerstandsfähigkeitgegen Chloridangriffe.

Ein unvollständiges Verständnis der maßgebenden Zusammenhänge führte zwangsläufig zurWahl nichtoptimaler Sanierungsmaßnahmen. Weitere Schäden bzw. erneute Instandsetzungenwaren die Folge.

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166Zusammenfassung

7. Zusammenfassung

7.1 Laborergebnisse

Anhand der Versuchsergebnisse ist zu erkennen, daß die Eigenschaften von Reparaturmörtelstark von der Temperatur und von der Feuchtigkeit abhängig sind. Unter dem Persischen Golfentsprechenden Laborbedingungen “B” wurde bei allen untersuchten Mörteln eineVerschlechterung der gemessenen mechanischen und physikalischen Eigenschaften festgestellt.Außerdem zeigen die Mörtel auch geringe Dauerhaftigkeiten. Dies ist bei gemeinsamerVerwendung von Vinylpropionat und Silikastaub (“AVM”) und Trockenmörtel “TSI” starkausgeprägt. Das Verhalten unter den Laborbedingungen “B” läßt sich darauf zurückführen, daßaufgrund der hohen Temperatur am Persischen Golf der Hydratationsprozeß beschleunigt wird.Somit kommt es zu einer unvollständigen und inhomogenen Bildung vonHydratationsprodukten. Als Folge hiervon wird der Porenraum vergrößert, so daß der Transportvon aggressiven Ionen schneller voranschreiten kann.

Die Zugabe von Kunststoffdispersion führt zu einer deutlichen Reduzierung der Druckfestigkeitund des E-Moduls und erhöht damit die Biegezugfestigkeit des Betons. Außerdem zeigt sich zuBeginn der Austrockungsphase ein verzögertes Schwinden. Silikastaub hingegen beeinflußt denE-Modul nur geringfügig und führt zu einer Erhöhung der Schwindverformungen im jungenAlter.

Die Beherrschung der Eigenspannnungen aus der Temperaturänderung und denSchwindverformungen ist das zentrale Festigkeitsproblem bei der Betoninstandsetzung mitzementgebundenem Reparaturmörtel.

Kunststoffkomponenten verringern die Eigenspannungen durch frühzeitige plastischeVerformungen während des Hydratationsfortschritts. Der E-Modul bleibt imVergleich zu Betonohne Kunststoffzusatz über einen längeren Zeitraum gering. Die geringeren Eigenspannungenerlauben eine Erhöhung der äußeren Last bzw. Verformungen, was sich unmittelbar in derVergrößerung der Biegezugfestigkeit zeigt.

Hinsichtlich der Dauerhaftigkeit von Reparaturmörtel gegen aggressive Medien wurdefestgestellt, daß die Zugabe von Silikastaub sowohl aufgrund der Füllwirkung als auch wegender puzzolanischenEigenschaften denWiderstand gegenEindringen vonSulfaten undChloridenerheblich steigert.

Kunststoffmodifizierte Reparaturmörtel wirken sich auf dieWiderstandsfähigkeit gegen Sulfat-und Chlorideinwirkung unterschiedlich aus. Während die Zugabe von Vinylpropionat zu einemhohen Widerstand gegen Sulfatangriffe führt, erhöht sich die Chloridkonzentration im Mörtelunter dem Persischen Golf entsprechenden Laborbedingungen im Vergleich mit demReferenzmörtel. Die Zugabe von Styrolbutadien führt zu einer erheblichen Verbesserung desWiderstands des Mörtels gegen Sulfat - und Chloridbeanspruchungen.

Trockenmörtel “TSI”weist aufgrund des sulfatbeständigenZementes den geringstenWiderstandgegen Chloridangriffe auf.

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167Zusammenfassung

Die Dauerhaftigkeit des Verbundverhaltens des Betonersatzsystems und des Untergrundbetonswurde durch Haftzugfestigkeitsprüfung beurteilt. Die ermittelten Haftzugfestigkeiten vonkunststofffreien Betonersatzsystemen zeigen unbefriedigende Ergebnisse. Vinylpropionathalti-ger Mörtel zeigt trotz seines niedrigen E-Moduls und des geringen Schwindens zu geringeHaftzugfestigkeiten. Dies ist wahrscheinlich auf seine sehr kurze Verarbeitbarkeitszeitzurückzuführen.

Trockenmörtel “TSI” zeigt bereits beimVorbohren Haftversagen, das auf hohes Schwinden undeine ungeeignete Haftbrücke zurückzuführen ist. Dieser Mörtel ist für die Sanierung vonBetonbauwerken am Persischen Golf verwendet worden und hat dort ähnliche Ergebnissegezeigt.

Zusammenfassend kann man feststellen, daß die Adhäsion von zementgebundenemInstandsetzungsmörtel durch Zusatz von Styrol-Butadien (“AS”) erheblich verbessert werdenkann. Auch silikastaubhaltiger Mörtel zeigt bei einer abgestimmten Haftbrücke eineVerbesserung der Verbundfestigkeit. Die Dauerhaftigkeit des Verbundsystems fürTrockenmörtel “TEM” undMörtel “AS” entspricht den Anforderungen der Richtlinie ZTV-SIB.

Neben Eigenspannungen des Reparaturmörtels treten Zwangsspannungen in deninstandgesetzten altenBauteilen infolgeTemperaturänderungen und Schwindverformungen auf,wenn die Materialeigenschaften von Unterbeton und Reparaturschicht divergieren.

Diese Eigenspannungen können vorhandene Störungen in der Bindeebene verstärken, die ausden wechselnden Dehnungszuständen der Betonrandzone während der Erhärtungsphase desBetonersatzsystems auf den Beton resultieren. Diese Eigenspannungen führen zu einerverminderten Festigkeit oder einem veränderten Bruchbild bei der Haftzugfestigkeitsprüfung.Zur Erzielung eines dauerhaften Verbundes zwischen Betonersatzsystem und Untergrundbetonsind daher ausreichende Zug- bzw. Abrißfestigkeit des Untergrundbetons durch einwandfreieOberflächenvorbehandlung, ausreichende Haftzugfestigkeit bzw. Dauerhaftigkeit der Haftzonedurch Wahl einer geeigneten Haftbrücke, ausreichende Zug- und Haftzugfestigkeit und einniedriger E-Modul der Instandsetzungsmörtel erforderlich.

Zusammenfassend kann festgestellt werden, daß durch die Zugabe von geeigneten organischenZusatzstoffen die Dichtigkeit und die Dauerhaftigkeit des zementgebundenen Mörtels erheblichverbessert wird. In vielen Fällen von Instandsetzungen führt die Verwendung von Silikastaub zuhoher Festigkeit und geringer Verformbarkeit, die nicht erwünscht sind, weil man damitungünstige Voraussetzungen für die Rißbreitensteuerung und Bewehrung erhält.

Der Zusatz geeigneter organischer Stoffe ist eine äußerst wirkungsvolle Maßnahme zurVerbesserung der Dauerhaftigkeit und des Verbundes des Betonersatzsystemsmit demAltbeton.Er führt zu hoher Dichtigkeit, günstiger Verformbarkeit, hohem Widerstand gegen dasEindringen von aggressiven Ionen und hoher Verbundfestigkeit. Der Styrol-ButadienhaltigeMörtel “AS” und Trockenmörtel “TEM” mit organischem Zusatz sind unter den hieruntersuchtenMörteln als die günstigenMörtel zur Verwendung bei der Betoninstandsetzung vonBetonbauwerken am Persischen Golf zu werten.

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168Zusammenfassung

7.2 Feldergebnisse

Die Ergebnisse aus den Felduntersuchungen vor der Instandsetzung zeigen, daß es sich beimBe-ton des Hafens um eine eher minderwertige Qualität handelt. Die vorhandene Betonqualität istschlechter als die gemäß Planung geforderte Festigkeit. Zudem streuen die Resultate erheblich.Dies gilt unter anderem für den Zementgehalt und für die Festigkeit. Die aus den Resultaten derBohrkerne berechnete Festigkeit weicht von der Würfelfestigkeit aus der laufenden Betonkon-trolle ab . Diese Abweichungen sind hauptsächlich auf die schlechte Verdichtung, die starke Ent-mischung, die Betonierart und die schlechte Nachbehandlung zurückzuführen.

Außerdem liegt der Chloridgehalt im Bereich der Betondeckung sehr hoch (0,9 M.--% B.) undhat damit die kritische Grenze weit überschritten. Nach Freilegung der Bewehrung ist oftauffallend, daß die chloridinduzierte Korrosion einen gleichmäßigen Angriff auf die Bewehrungund selten Lochfraßkorrosion aufweist. Diese ist darauf zurückzuführen, daß der gesamteBereich der Betonoberfläche gleichmäßig beaufschlagt wurde. An sämtlichen Stellen, an denenein Querschnittsverlust an der Bewehrung festgestellt wurde, besitzt das Potentialfeld starknegativeWerte. Bereichemit negativem Potential treten auch an Stellen auf, wo kein Angriff derBewehrung sichtbar ist. Die Karbonatisierungstiefen sind geringer als die Betondeckung. Daherkann dieKarbonatisierung nicht alsUrsache für Korrosionbetrachtet werden.AlsUrsachewurdefestgestellt, daß die Korrosionsschäden auf geringeBetondeckung, minderwertigeBetonqualitätund einen hohen Chloridgehalt im Beton zurückzuführen sind. Vergleichsmessungen nach derlokalen Instandsetzung zeigen folgende Ergebnisse :

Das Chloridprofil war eher flach im Vergleich zum Zustand vor der Instandsetzung, aber nochrelativ hoch (0,5M.--%B.) und überschreitet damit weit die kritische Grenze. Nach der örtlichenInstandsetzung wurde eine Verschiebung des Potentials zu negativenWerten imNachbarbereichfestgestellt. Besonders ausgeprägt ist dies imGrenzbereich zwischen sanierter undunbehandelterFläche. Zusätzliche Potentialverschiebungen in die negative Richtung traten auch an der sanier-ten Stelle auf. Dies zeigt, daß ein stark negatives Potential durch eine dichte Epoxidschicht (In-standsetzungssystem “TSI”) bewirkt werden kann. Auch die Haftzugfestigkeit zwischen Beto-nersatzsystem “TSI” undUntergrundwar sehr niedrig. Vereinzelt wurde einHaftversagenbereitsbeim Vorbohren der Mörtelbeschichtung festgestellt.

Durch die lokale Instandsetzung wurde das Gleichgewicht der Chloridverteilung verändert.Deshalb könnte durch Rückdiffusion von Chlorid aus dem nicht entfernten Altbeton Korrosionverursacht werden. Erneute Korrosionsschäden in den Nachbarbereichen nach örtlicherInstandsetzung hängen deshalb vor allem von der Qualität des Altbetons und desReparaturmörtels ab. Bei Instandsetzungsmaßnahmen müssen alle diejenigen Bereiche entferntwerden, in denen der kritische, korrosionsauslösende Chloridgehalt überschritten ist,unabhängig davon, ob bereits Schäden erkennbar sind oder nicht. Verbleibt der kritischeChloridgehalt nach der Sanierung im Bereich der Bewehrung, kann der Beton keinenausreichenden Schutz gewährleisten, so daß mit einem erhöhten Korrosionsrisiko gerechnetwerden muß. Außerdem muß beim Instandsetzungsmörtel sichergestellt sein, daß während derRestnutzungsdauer kein Chlorid mehr in den Altbeton eindringt.

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169Zusammenfassung

Die Sanierung von Betonbauwerken läßt sich durchWahl geeigneter Reparaturmörtel mit Erfolgdurchführen, wenn alle Faktoren, die die Lebensdauer von Betonersatzsystemen beeinflussen,berücksichtigt werden. Neben den bautechnischen Voraussetzungen, sowie der sachkundigenAuswahl und der fachgerechten Verarbeitung des Reparaturmaterials muß der Betonuntergrundbestimmte Eigenschaften aufweisen. Erfüllt er diese Anforderungen nicht, dann muß mit einemVersagen des Haftverbundes zwischen dem Betonersatzsystem, aber auch mit dem Versagen derbeanspruchten oberflächennahen Betonzonen gerechnet werden.

7.3 Ausblick

Unter definierten Laborbedingungen lassen sich deutliche Zusammenhänge zwischen Betonzu-sammensetzung, Ausführungsqualität und Einwirkungsbedingungen ableiten. Die Vorteile derLabormethode bestehen darin, daß durch geschickte Versuchsanordnung dieMessungen auf denEinfluß bestimmter Parameter beschränkt werden, um so zu einer klaren Aussage über die Ab-hängigkeit des Verhaltens von diesen Parametern zu kommen. Infolge dieser Versuchsanord-nungen ergeben sich jedoch Abweichungen von den in der Wirklichkeit äußerst komplex ablau-fenden Vorgängen im Beton. Deshalb ist es notwendig, das LangzeitverhaltenkunststoffmodifizierterMörtel für die tatsächlich vorhandenen klimatischenBedingungen direktzu untersuchen.

Die bisherigen Untersuchungen lassen den Schluß zu, daß nicht der gesamte im Beton festge-stellte Chloridgehalt, sondern nur ein bestimmter Anteil dieser Chloride die Korrosion der Be-wehrung verursacht. Das Problemder Chloridkorrosion kann erst dann als gelöst angesehenwer-den, wenn bekannt ist, wie groß dieser korrosionsaktive Chloridgehalt unter den jeweiligenklimatischen Bedingungen ist.

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Verwendete Abkürzungen und Bezeichnungen

A Normale LaborbedingungenB dem Persischen Golf entsprechende LaborbedingungenSBR Styrolbutadien“VP” Vinylpropionat“AO” Referenzmörtel“AM” Referenzmörtel + 7 M.-% Silikastaub“AS” Referenzmörtel + 20 M.-% Styrolbutadien“AV” Referenzmörtel + 11 M.-% Vinylpropionat“AVM” Referenzmörtel + 11 M.-% Vinylpropionat + 7 M.-% Silikastaub“TSI“ Trockenmörtel“TEM” TrockenmörtelCSE KupfersulfatelektrodeSF SilikastaubPC Reaktionsharzmörtel oder BetonPCC kunststoffmodifizierter zementgebundener Mörtel oder BetonCC Reiner Zementmörtel oder BetonPAE PolyacrylsäureesterPVP PolyvinylpropionatEP EpoxidharzAC Acrylat-CopolymerVA VinylacetatSA StyrolacrylatEP EpoxydharzECC Epoxydharzmodifizierter Zementmörtel oder BetonTCC Thermoplastmodifizierter Zementmörtel oder BetonBSC Butadien-Styrol-Copolymer

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Lebenslauf

Vor-- und Familienname : Tayebeh P a r h i z k a r

Geboren am : 20. Dezember 1950 in Ghom / Iran

Familienstand : Verheiratet

Schulbildung : 1956 -- 1962 Grundschule in Teheran

1962 -- 1968 Oberschule in Teheran

Studium : 1968 -- 1970 Pädagogische Hochschule TeheranFachrichtung Naturwissenschaften und Mathematik

1970 -- 1975 Hochschule in TeheranFachrichtung BetriebswirtschaftslehreAbschluß : ”Lizenz Grad”

1976 -- 1977 TU BerlinDeutschkurs

1977 -- 1987 TU BerlinStudienrichtung HüttenwesenFachrichtung Nichtmetallische Anorganische WerkstoffeAbschluß : Diplom--Ingenieur

Berufliche Tätigkeit : seit 1987 Wissenschaftliche Mitarbeiterin amBuilding and Housing Research Center, TehranFachrichtung : Betontechnologie