Mauerwerk 01/2014 Free Sample Copy

1 MauerwerkZeitschrift für Technik und Architektur

18. JahrgangFebruar 2014ISSN 1432-3427A 43283

– „Mörtelband“ – ein Mörtelsystem für Dünnbettmauerwerk – Formfaktoren für Mauersteine– Parkhaus mit perforierter Mauerwerksfassade– Zustimmungsverfahren für eine gelochte Parkhausfassade aus Klinkern– From disaster to present day: the resiliency of masonry following

September 11, 2001

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Lässt jede gut aussehen.Mit dem bewährten HALFEN Konsolanker HK4

hält Ihre Fassadenverblendung dauerhaft und optimal.

Viele AnwendungsgebieteDer bewährte HALFEN Konsolanker HK4 bietet ein umfangreiches Liefer-programm mit großer Typenvielfalt rund um das Verblendmauerwerk. Er ist in Edelstahl A4 erhältlich und für nahezu alle Arten von Abfangungen geeignet.

Viel ErfahrungIn der bewährten Technik, den ausgereiften Konstruktionen und der hochwertigen Qualität des HALFEN Konsolankers HK4 zeigt sich das Know-How aus über 70 Jahren Befestigungstechnik und vielen tausend Projekten in der Herstellung von Abfangkonstruktionen.

Viele ErgänzungenZusätzlich bieten wir ein vielfältiges Ergänzungsprogramm, z.B. Einmörtel-konsolen für eine nachträgliche Ver-blendung, Attika-Verblendanker für rissgefährdete Attika-Konstruktionen sowie reichhaltiges Zubehör wie Ge-rüstanker, Maueranschlussanker und Luftschichtanker und eine anwender-freundliche Bemessungssoftware.

Auszug Übersicht HK-Typen

D ie Verblendung von Fassaden ist attraktiv und wirtschaftlich.

Damit eine solche Fassade auch langfristig standfest bleibt, muss das Eigengewicht der Verblendmau-erschalen in die Gebäudekonstruk-tionen weitergeleitet werden. Dafür haben wir das HK4-Prinzip entwi-ckelt: Konsolanker mit der Sicherheit und Perfektion, die eine moderne Montage von Verblendmauerwerk benötigt.

Viele JustiermöglichkeitenDer HALFEN Konsolanker HK4 bietet Ausgleichsmöglichkeiten von +/- 3,5 cm in der Höhe und ist somit bestens geeignet, vorhandene Roh-bautoleranzen oder Einbau-Ungenau-igkeiten von Dübeln auszugleichen. Eine optional erhältliche Druckschrau-be ermöglicht die Tiefenjustierung.

Viele Typen Alle Typen des HALFEN Konsolankers HK4 sind je nach Kundenwunsch in variablen Abmessungen lieferbar. Die wichtigsten Typen sind ständig lager-mäßig verfügbar.

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Typengeprüfte LaststufenMit der Unterteilung in die drei Last-stufen 3,5 kN, 7,0 kN und 10,5 kN ist der HALFEN Konsolanker HK4 in Verbindung mit Halfenschienen, Betonschrauben oder Dübeln eine typengeprüfte und extrem wirtschaft-liche Verankerung für verschiedene

Anwendungen bei Verblendmau-erwerk.

Konsolanker Typ HK4-U

Viele Argumente, ein Fazit: Die Produkte von HALFEN bedeuten Sicherheit, Qualität und Schutz – für Sie und Ihr Unternehmen.

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Inhalt

Mauerwerk1

Editorial

11 Wolfgang Brameshuber Nicht genormtes Architekturmauerwerk, Rationalisierung und 9/11

Fachthemen

12 Wolfgang Brameshuber, Markus Graubohm Neues Mörtelsystem für Dünnbettmauerwerk – „Mörtelband“

15 Wolfgang Brameshuber, Markus Graubohm Formfaktoren für Mauersteine

27 Jon Prengel, Jürgen Medzech, Matthias Andres Parkhaus Jahrhunderthalle Bochum – eine perforierte Mauerwerksfassade

für den Industriepark West

31 Wolfgang Brameshuber, Dorothea Saenger Zustimmungsverfahren einer gelochten Parkhausfassade aus Klinkern

Berichte

45 David T. Biggs From disaster to present day: the resiliency of masonry following September 11, 2001

Rubriken

14 Aus der Lehre26 Veranstaltungen30 Fachliteratur52 Leserforum54 Wettbewerbe54 Firmen und Verbände56 Termine

A4 Produkte und Objekte

A7 Anbieterverzeichnis

„Fünf Freunde“ haben die Zürcher Architekten esch.sintzel ihr Neubauprojekt genannt. In einem Architekturwettbewerb haben sie sich gegen zehn Bewerber durchgesetzt. Entstanden ist ein architektonisch anspruchsvoller Bau, der alle Forderungen und Wünsche von Bauherr und Kommune erfüllt.Belohnt wurde das Ergebnis mit dem bedeutendsten Schweizer Architekturpreis, dem „Goldenen Hasen 2013“ (s. S. A4).

(Foto: Patrick Weber, Konstanz/Röben)

18. JahrgangFebruar 2014, Heft 1ISSN 1432-3427 (print)ISSN 1437-1022 (online)

Wilhelm Ernst & SohnVerlag für Architektur und technische Wissenschaften GmbH & Co. KGwww.ernst-und-sohn.de

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Bitte beachten:

Die gedrucktenJahresinhaltsverzeichnisse 2013erhalten unsere Abonnenten mit dieser Ausgabe.

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

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A4 Mauerwerk 18 (2014), Heft 1

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Diskussion und Test im Röben Versuchslabor Die Architekten wurden in das Röben Klinkerwerk in Bannber-scheid eingeladen. Hier wurden mit den Keramik-Ingenieuren die Möglichkeiten, die der Produktionsprozess bietet, aber auch vereitelt, im Versuchslabor diskutiert und getestet. Esch führte genau Protokoll über das, was machbar ist und darüber, wo die natürlichen Grenzen des Rohstoffes liegen. Nach den ganz konkreten Vorstellungen der Architekten wurde dann eine Rezeptur für die Tonmischung entwickelt und erste Muster gebrannt. Das beste Resultat wurde auf der Baustelle in Bern in einer großen Musterwand aufgemauert und mit dem Bauherrn diskutiert. Das Ergebnis wurde sehr gut aufgenommen und so war ein neuer Klinker entstanden – der „Brunnmatt“. Er ist eine ideale Symbiose aus Kreativität und dem Ausschöp-fen der Möglichkeiten, die Technik und Natur bieten und damit ein typisches Resultat von Röben BRICK-DESIGN®, bei dem Planende und Techniker gemeinsam das Wunschprodukt ent-wickeln. Beim „Brunnmatt“ wird speziell auf das harte, spröde Material eingegangen, in dem z. B. der Architekt ganz bewusst Abplat-zungen an den Kanten akzeptiert und diese Rauheit im Mauer-werk noch durch eine rustikal abgezogene und nicht verdichtete Mörtelfuge unterstreicht. Die gewählte Farbe integriert das Ob-jekt in die von Sandfarben geprägte Bebauung der Umgebung und vermittelt beinahe den Eindruck, als hätte es schon immer hier gestanden.

Sonne, Ruhe, Abstand Aber nicht nur die Fassade ist ungewöhnlich, sondern auch das Wohnkonzept. Sonne, Ruhe, Abstand: Diese Kernanliegen be-

Wohnquartier Brunnmatt/Bern: Symbiose von Kreativität und Technik

„Fünf Freunde“ haben die Zürcher Architekten esch.sintzel ihr Neubauprojekt genannt. In einem Architekturwettbewerb haben sie sich gegen zehn Bewerber durchgesetzt. Entstanden ist ein architektonisch anspruchsvoller Bau, der alle Forderungen und Wünsche von Bauherr und Kommune erfüllt.

Nachhaltige Bauweise, geringe Energiekosten, effizienter Unterhalt Nachhaltige Bauweise der Mietwohnungen, geringe Energie-kosten und ein effizienter Unterhalt standen weiter auf der Agenda. Abgeschirmt werden sollte weiterhin die Lärm-Emission einer stark befahrenen Straße unmittelbar an einer Achse des Grundstückes. Belohnt wurde das Ergebnis mit dem bedeutendsten Schweizer Architekturpreis, dem „Goldenen Hasen 2013“. „Bei allem Ernst, den der Wohnungsbau verlangt, bei aller Solidität, die die Back-steinfront ausstrahlt: Spielerisch meisterten die Architekten diese anspruchsvolle Aufgabe“, urteilte die Jury.Als eines der herausragenden gestalterischen Elemente wünsch-ten sich die Architekten eine Klinkerfassade. Die Architekten Philipp Esch und Stephan Sintzel hatten ganz bestimmte Vor-stellungen von der Fassadengestaltung. Der Klinker sollte in seiner Farbigkeit der gebauten Umgebung entsprechen, sand-farben sein und unbehandelt, und so, wie er aus dem Ofen kommt, vermauert werden.

Bild 1. Die Röben BRICK-DESIGN® Sondersortierung BRUNNMATT integriert das Ob-jekt in die von Sandfarben geprägte Bebauung der Umgebung und vermittelt beinahe den Eindruck, als hätte es schon immer hier gestanden

Bild 2. Die insgesamt 95 Wohneinheiten, im Wechsel von Duplex- und Etagentypen angelegt, haben jeweils mindestens zwei, mehrheitlich sogar drei Ausrichtungen

Bild 3. Philipp Esch entwickelte sehr genaue Vorstellungen von „seinem“ BRICK- DESIGN® Stein in Zusammenarbeit dem Röben Klinkerwerk

Bild 4. Eckbereich mit Stürzen und Rollschichten aus Ziegel-Fertigteilen (Fotos: Patrick Weber, Konstanz/Röben)

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stimmen das besondere Gefüge der Wohneinheiten im Wechsel von Duplex- und Etagentypen. Die Wohnungen winden sich um das Treppenhaus und durchmessen die Tiefe des Baukörpers. Der Name „Fünf Freunde“ ist dabei nicht nur ein netter Begriff, sondern Programm. Um die Lärm-Emissionen der Umgebung abzuschirmen, ohne dass die Wohnungen sich von der Sonnenseite abwenden, strecken sich die Wohneinheiten wie Pflanzenkeime Richtung Mittags-licht oder orientieren sich als Parkwohnungen zur Morgen- und Abendsonne. Damit möglichst viele Einheiten vom ruhigen, grünen Parkraum profitieren, wirft die Hoffassade fünf „Falten“, während die Fas-sade zur Straße hin straff gespannt ist. In jeder dieser „Falten“ haben vier Wohnungen je Stockwerk Platz. Diese gebündelte Erschließung gewährleistet weite Abstände und vermittelt jedem Bewohner das Gefühl, am Park zu woh-nen.

Fassadenkonzept spart Baukosten Die Wirtschaftlichkeit der Fassade konnte Röben über das Kon-zept einer Kombination aus aufgelegten Fertigteilen und speziel-len Befestigungen des konventionell erstellten Mauerwerkes er-zielen. Sie ermöglichten das kostengünstige Errichten der Fas-sade ohne teure Abfangungen vom Fundament bis zur Attika. Es musste dabei sichergestellt werden, dass die thermische Aus-dehnung auf bis zu 18 m Höhe in den Befestigungen aufgenom-men werden können und Zwangspunkte in der Fassade vermie-den werden. Für die Realisierung wurde eine große Zahl von Fertigbauteilen in unterschiedlichen Funktionalitäten entwickelt: Vor allem Brüstungs- und Attikaelemente sowie die große Zahl vorgefertig-ter Stürze und diverse Mauerwerksabdeckungen haben den Baufortschritt erheblich beschleunigt und die Kosten gesenkt.

Weitere Informationen:Röben Tonbaustoffe GmbH, Postfach 1209, 26330 ZetelTel. 04452/880, Fax: 04452/[email protected]

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Innendämmung mit dem iQ-Therm-System

Mit der „intelligenten” Innendämmung iQ-Therm können alle Gebäude unter Denkmal- und Ensembleschutz, mit Klinker- und Natursteinfassaden sowie hochwertigen Stuck/Putz-Fassaden nach den neuesten Anforderungen der Energieeinsparverordnung gedämmt werden, ohne die Fassaden zu verändern. „Intelligent” ist das Konzept durch die Verbindung von Kapillarität, Wärme-dämmung und Luftfeuchtigkeitsregulierung in einem einzigen System. Es basiert auf der Anwendungssicherheit bewährter ka-pillaraktiver Calciumsilikatwerkstoffe und der hohen Wärme-dämmleistung organischer Schäume. Das Kernprodukt ist eine hoch dämmende Polyurethanschaumplatte mit regelmäßigen, senkrecht zur Oberfläche stehenden Lochungen, verfüllt mit einem hoch kapillaraktiven mineralischen Mörtel. Die Platten werden mit einem abgestimmten mineralischen Klebemörtel auf die Innenwandoberflächen angekoppelt und abschließend mit einem porosierten mineralischen Leichtmörtel überputzt, der mit einer Dicke von 10 bis 15 mm die Sorptions- und Installa-tionsschicht darstellt.iQ-Therm ist durch seine nach innen gerichteten Kapillarkräfte und der Fähigkeit, Feuchtigkeit durch seine Poren zu leiten, in der Lage, Wasser aus der Konstruktion zurück an die raumsei-tige Oberfläche zu transportieren. Von hier aus kann es in den Raum zurück verdunsten und bei Lüftung entschwinden. Die

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A6 Mauerwerk 18 (2014), Heft 1

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hygroskopische Speicherfähigkeit des Materials puffert so die Feuchtespitzen der Innenraumluft ab zur Regulierung des In-nenklimas.Verfügbar hierfür sind Plattendicken von 30, 50 und 80 mm. Um die verschärften Anforderungen der EnEV mit geringsten Auf-bauhöhen erfüllen zu können, hat die Remmers Baustofftechnik aus Löningen speziell auch für das Sichtfachwerk und die Schimmelsanierung mit der 30 mm dicken Innendämmplatte iQ-Therm 30 eine Variante zu der bewährten iQ-Therm 50 und iQ-Therm 80 entwickelt.Die 30-mm-Platte bietet ebenfalls den einzigartigen kapillaren Wärmeschutz mit dem bekannten lambda-Wert von 0,031 W/(mK). Der Vorteil: Die geforderte Wärmedämmung erfolgt mit einem we-sentlich schlankeren Aufbau als bei vergleichbaren Systemen.Da die Kapillaraktivität des Gesamtsystems iQ-Therm von aus-schlaggebender Bedeutung ist, musste bislang auf ein Finish mit Tapeten verzichtet werden. Üblich war eine Schlussbeschichtung der glatt gespachtelten Flächen mit der Spezialfarbe iQ-Paint. Dazu gibt es jetzt eine Alternative. Ab sofort können auch die glasfaserbasierten Wandbeläge „Systexx by Vitrulan“ im Ge-samtsystem iQ-Therm eingesetzt werden. Es ist der derzeit ein-zige Wandbelag mit geprüften Sd-Werten.Der erreichbare Sanierungserfolg bei den unterschiedlichen Um-fassungskonstruktionen kann von Planern und Energieberatern mit der Spezial-Software iQ-Lator nach DIN 4108-3 vorab be-rechnet werden. Im Gegensatz zum traditionellen Glaserschema wird dabei auch der Flüssigwassertransport berücksichtigt. Da-mit lassen sich Aussagen über die Ausbreitung des inneren Kon-densats treffen.Ein weiteres Highlight innerhalb des Innendämm-Systems ist eine wärmereflektierende Funktionsbeschichtung für Innenwände. iQ-Paint IR ist speziell für die Endbeschichtung im iQ-Therm-System sowie den angrenzenden Bereichen der sanierten Flächen entwickelt worden. Durch die Reflexion (fast 50 %) aller im Raum befindlichen Wärmequellen, wie z. B. elektronische Ge-räte, Kerzen oder Menschen, heizt der Raum schneller auf. Un-tersuchungen der Bauhausuniversität Weimar zufolge kann die Energieeinsparung durch eine wärmereflektierende Wandfarbe im Altbau bis zu 23 % betragen.

Jens Engel, Produktmanager Energetische SanierungWeitere Informationen:Remmers Baustofftechnik GmbHBernhard-Remmers-Straße 13, 49624 Löningenwww.remmers.de

Die iQ-Therm-Platten, verfüg-bar in den Plattendicken 30, 50 und 80 mm, werden mit einem abgestimmten minera-lischen Klebemörtel auf die Innenwandflächen angekop-pelt und abschließend mit einem porosierten minerali-schen Leichtmörtel überputzt

Thermoziegel – Neue Verfüllanlage und komplettes System-Sortiment

Die Röben Tonbaustoffe GmbH hat in ihrem Thermoziegel-Werk in Reetz/Brandenburg eine neue Verfüllanlage errichtet, mit der die Mineralwollblöcke passgenau in die Luftkammern der poro-sierten Ziegel eingefügt werden. Mit der Fertigstellung der An-lage hat Röben sein Thermoziegel-Sortiment erheblich erweitert und bietet seinen Kunden ein komplettes Rundum-Ziegelsystem für gesundes und energiesparendes Wohnen.Thermo-Planziegel mit integrierter Mineralwolldämmung bietet Röben als TV 7, TV 8, TV 9 und TV 10 an. Der neue TV 7 ermög-licht mit seinem Wärmeleitwert von 0,07 W/(mK) den Bau mono-lithischer Außenwände mit einem U-Wert von bis zu 0,16 W/(m2K) und ist sogar ohne Zusatzdämmung für staatlich geförderte KfW-Effizienzhäuser geeignet.

Die kapillare Struktur der Thermoziegel garantiert darüber hin-aus einen natürlichen Feuchteausgleich. Die Ziegel sind diffu-sionsoffen, nehmen Feuchtigkeit aus dem Raum auf und geben sie ebenso leicht wieder an die Raumluft ab. Die Wandoberfläche bleibt dadurch trocken. Auch die unvermeidliche Baufeuchte ge-ben die Thermoziegel um ein Vielfaches schneller ab als andere Baustoffe. Diese bauphysikalischen Eigenschaften verhindern Schimmelbefall an den Wänden und schaffen ein angenehmes Raumklima. Röben bietet damit ein komplettes Thermoziegel-Programm mit Produkten aller erforderlichen Dicken und Formate sowie um-fangreiche Systemergänzungen und Zubehör, das ein homoge-nes Mauerwerk ohne Schwachstellen und Wärmebrücken ga-rantiert.Zur Röben-Gruppe mit Sitz im friesischen Zetel gehören insge-samt 14 Werke in Deutschland, Polen und den USA mit rund 1 500 Mitarbeitern. Das Sortiment umfasst Klinker und Klinker-riemchen, Tondachziegel, Thermoziegel, Feinsteinzeug für In-dustrieböden, Pflasterklinker sowie Ziegel-Fertigbauteile. Darü-ber hinaus unterstützt der Röben Planungsservice den Architek-ten bei der Ausarbeitung der Fassaden-Statik, Kalkulation und Ausschreibung.

Weitere Informationen:Röben Tonbaustoffe GmbHPostfach 1209, 26330 ZetelTel.: 04452/880, Fax: 04452/[email protected]

Thermoziegel-Sortiment von Röben

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AnbieterverzeichnisProdukte & Dienstleistungen

Mauerwerk 18 (2014), Heft 1

Abfangungen

Fassadenbefestigungen

Abt. Fassadenbefestigungen fürMauerwerk + Beton

Eggeweg 2a32139 SpengeTel. (0 52 25) 87 99-0Fax (0 52 25) 67 10E-Mail: [email protected]: www.mfixings.de

MOSO-FassadenbefestigungenMOSO-FertigteilsturzbefestigungenMOSO-Lochband Mauerwerks-bewehrungLuftschichtankerGerüstverankerungenMOSO-MBA-CE AnkerschienenMOSO-FertigteilbefestigungenKonsolanker bis 25 kNFassadenplattenanker bis 56 kN

Ankerschienen

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BETON: VerankerungstechnikFASSADE: BefestigungssystemeMONTAGETECHNIK: Produkte und Systeme


Abt. Betonbefestigungen

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MOSO-MBA-CE AnkerschienenMOSO-FertigteilbefestigungenKonsolanker bis 25 kNFassadenplattenanker bis 56 kN

Befestigungstechnik

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BETON: VerankerungstechnikFASSADE: BefestigungssystemeMONTAGETECHNIK: Produkte und Systeme




MOSO-FassadenbefestigungenMOSO-Lochband Mauerwerks-bewehrungLuftschichtankerGerüstverankerungenMOSO-MBA-CE AnkerschienenMOSO-FertigteilbefestigungenKonsolanker bis 25 kNFassadenplattenanker bis 56 kN

Bewehrungs- elemente


Abt. Mauerwerksbefestigungen


MOSO-Lochband Mauerwerks-bewehrungMOSO-FassadenbefestigungenNadelankerRippentorstahlbewehrungGewindestangen bis 3 mVerbundmörtel und DübelsystemeGerüstverankerungen

Dämmstoffe

■ ZweischaligesMauerwerk

Recticel Dämmsysteme GmbHHagenauer Straße 4265203 WiesbadenTel.: (06 11) - 92 76-7Fax: (06 11) - 92 76-440E-Mail:[email protected]:www.recticel-daemmsysteme.de

PUR/PIR-Hochleistungsdämmstoffefür die Kerndämmung

Fachliteratur

Ernst & SohnVerlag für Architektur und technische Wissenschaften GmbH & Co. KGRotherstraße 21, D-10245 BerlinTel. +49 (0)30 47031 200Fax +49 (0)30 47031 270E-Mail: [email protected]: www.ernst-und-sohn.de

Mauerverbinder




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Mauerwerks- anschlüsse




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Mauerwerks- sanierung

Rubersteinwerk GmbHMichelner Straße 7–909350 LichtensteinTel.: +49 (0) 3 72 04 63 5-0Fax: +49 (0) 3 72 04 63 5-21www.ruberstein.dewww.spiralankersystem.de

Risssanierung mit dem Ruberstein® Spiralankersystem, Abdichtungenu. Beschichtungen für das Mauerwerk

Mit Ihrem Anbieterverzeichnis-Eintrag erreichen Sie direkt Planer und Produktentscheider. Weitere Sachrubriken können jederzeit ergänzt werden. Kontakt: Sylvie Krüger, Tel. (0 30) 4 70 31-2 60, Fax (0 30) 4 70 31-2 30

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Verankerungen

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BETON: Verankerungstechnik FASSADE: Befestigungssysteme MONTAGETECHNIK: Produkte und Systeme



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Ziegel

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Bemessen, Bewehren, Befestigen – Mauerwerk-Kalender 2014

Im Jahr der bauaufsichtlichen Einführung des Eurocode 6 gibt der Mauerwerk-Kalender nützliche Praxishilfen für dessen Anwendung aus erster Hand. Für das vereinfachte Verfahren werden nützliche Anwendungshilfen gegeben und Beispiele durchgerechnet. Einen weiteren Schwerpunkt bildet die Er-läuterung verschiedener Formen von bewehrtem Mauerwerk. Außerdem werden in mehreren umfangreichen Beiträgen Be-festigungen in Mauerwerk erörtert.

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Wolfram Jäger

Mauerwerk-Kalender 2014

Bemessen, Bewehren,

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2014. ca. 700 S.

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Erscheint Frühjahr 2014

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Fortsetzungspreis: ca. € 124,–

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Zeitschrift Mauerwerk Eurocode 6 für Deutschland

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1© Ernst & Sohn Verlag für Architektur und technische Wissenschaften GmbH & Co. KG, Berlin · Mauerwerk 18 (2014), Heft 1

Editorial

Liebe Leser,

das Heft 1 des Jahres 2014 ist für mich, und ich hoffe auch für Sie, insofern etwas Beson-deres, da neben technischen Artikeln zu Neuentwicklun-gen auf dem Mörtelsektor und Erläuterungen zu Form-beiwerten ausführlich über die Möglichkeiten, nicht ge-normtes Architekturmauer-werk in der Praxis umzuset-

zen, berichtet wird. Das Ganze wird mit einem ungewöhn-lichen Beitrag zu den Anschlägen 09/11 in New York aus der Sicht des Mauerwerks abgerundet.

Die Vereinfachung und Rationalisierung der Mauer-werkherstellung bei Verbesserung der Qualität hat zur Ent-wicklung eines Mörtelbands geführt, bei dem das Mischen des Mörtels und der Auftrag mit dem Mörtelschlitten auf der Baustelle entfallen können. Es wird über die notwendi-gen Zulassungsversuche und ein Anwendungsbeispiel be-richtet. Das Thema Formfaktoren für die korrekte Ermitt-lung der im Mauerwerk ansetzbaren Steindruckfestigkeit divergiert in der europäischen Diskussion zur Normung. Für Vollsteine wurden in einem ersten Schritt im Rahmen einer sehr aufwändigen experimentellen Studie die maßge-benden Einflussfaktoren herausgearbeitet. Diese Studie wird hier erstmalig vorgestellt und ist eine Grundlage für weitere Forschung zu Formfaktoren von Lochsteinen.

Mauerwerk in nicht normgerechter Ausführung, z. B. als Lochfassade, ist im Hinblick auf die Tragfähigkeit, die Dauerhaftigkeit und die Ausführung im Zuge einer Zu-stimmung im Einzelfall zu behandeln. Am Beispiel der Fas-

sade für ein Parkhaus wird sowohl das architektonische Konzept als auch das Verfahren der Zustimmung im Ein-zelfall erläutert. Wenn alle Beteiligten über den hierfür er-forderlichen Weg Bescheid wissen, lassen sich solche Zu-stimmungen der zuständigen Baubehörden zu Sonderbau-weisen unbürokratisch und sicher erreichen. So wird die Anwendungsvielfalt der Architektur auch für Mauerwerk zugänglich gemacht.

Abschließend ein paar Bemerkungen zu dem Artikel von David Biggs. Wir alle erinnern uns an die furchtbaren Bilder am 11. September 2001. Ich war damals in Leipzig und es liefen die Berufungsvorträge für die Nachfolge von Gerdt König. Im Februar 2008 gab es auf der IB2MaC/Australasian Masonry Conference in Sydney einen Plenar-vortrag von David Biggs zu den Vorteilen des Mauerwerk-baus in Bezug zu den durch den Anschlag entstandenen Bauschäden an den Gebäuden in unmittelbarer Nähe der Zwillingstürme. Diesen Beitrag des Gutachters David Biggs, der unmittelbar an der Schadensanalyse beteiligt war, wollte ich Ihnen, liebe Leser der Zeitschrift Mauer-werk, nicht vorenthalten, denn nicht jeder konnte die Ta-gung in Australien besuchen.

Viel Freude beim Lesen wünscht

Ihr Wolfgang Brameshuberibac – Institut für BauforschungRWTH Aachen University

Nicht genormtes Architekturmauerwerk, Rationalisierung und 9/11

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Fachthemen

DOI: 10.1002/dama.201400605

2 © Ernst & Sohn Verlag für Architektur und technische Wissenschaften GmbH & Co. KG, Berlin · Mauerwerk 18 (2014), Heft 1

Vorgestellt wird eine Neuentwicklung im Bereich der Dünnbett-mörtel. Es handelt sich hierbei um ein Mörtelband, das im trocke-nen Zustand auf die Lagerfugenfläche von Planhochlochziegeln aufgelegt und im Anschluss mit einer festgelegten Menge Wasser aktiviert wird. Das Mörtelband besteht aus einem Glasfaserge-webe und Trockenmörtel, welcher durch einen wasserlöslichen Schmelzkleber zusammengehalten wird. Das in die Mörtelplatten eingelegte Gewebe dient dabei lediglich einer erhöhten Stabilität der Mörtelplatten beim Vermauern. In diesem Artikel werden zu-nächst die im Rahmen des Zulassungsverfahrens durchgeführten Untersuchungen beschrieben. Weiterhin wird die Vorgehensweise bei einer Zustimmung im Einzelfall anhand eines Praxisbeispiels aufgezeigt, bei dem das Mörtelband bereits zum Einsatz gekom-men ist.

New mortar system for thin layer mortar masonry – “mortar pad”. A new development in the field of thin layer mortars is presented. This is a mortar pad which is placed in the dry state on the bed joint area of high precision hollow clay units and which is subse-quently activated with a defined amount of water. The mortar pad consists of a fibre glass reinforcement and dry mortar which is kept together by a water-soluble hot melt adhesive. The fabric placed in the mortar pads only serves to increase the stability of the mor-tar pads while laying on the units. In this paper, at first the exami-nations carried out within the framework of the approval proce-dure are described. Moreover, it is shown how an approval in the individual case is obtained using a practical example where the mortar pad has already been used.

1 Einleitung

Die Mauerwerkbauweise wurde in den letzten Jahrzehnten sowohl in Bezug auf die eingesetzten Materialien als auch die angewendeten Verfahren stetig weiterentwickelt und damit an die sich verändernden bauphysikalischen Anfor-derungen sowie wirtschaftliche und ökologische Einfluss-faktoren angepasst.

Dies betrifft nicht nur die Mauersteine. Auch Mauer-mörtel unterliegen in gleichem Maße einem fortlaufenden technischen Optimierungsprozess. Mittlerweile hat sich der Mörtelauftrag im Dünnbettverfahren vor allem im Hin-termauerbereich durchgesetzt und stellt in Verbindung mit den heutzutage sehr maßgenauen Plansteinen bzw. Plan-elementen ein sehr ausführungssicheres und zeiteffizientes Verfahren für die Herstellung von Mauerwerk dar. Die im deckelnden Auftragsverfahren realisierbare vollflächige,

geschlossene Mörtelfuge hat den Vorteil, dass die Wand-tragfähigkeit durch die verbesserten Verbundeigenschaften zwischen Mauerstein und Mauermörtel erhöht wird. Dar-über hinaus werden Mörtelverluste reduziert, Luftbewe-gungen im Mauerwerk verhindert und die schalltechni-schen Eigenschaften verbessert. Dennoch gibt es einige Aspekte bezüglich der Anlieferung und der Handhabung bei der Verarbeitung von herkömmlichen Dünnbettmör-teln, die noch Optimierungspotenzial bieten.

Bislang wird der Trockenmörtel üblicherweise entwe-der in kleinen Transportsilos oder als Sackware auf die Bau-stelle angeliefert. Bei ersterer Variante wird der Trocken-mörtel über ein Auslassventil und eine Förderschnecke mit Wasser vermengt, im zweiten Fall muss der Mörtel mittels eines Handquirls mit Wasser angemischt werden. Bei bei-den Lieferformen wird der Mörtel nach dem Anmischen mit Wasser üblicherweise mit einem Mörtelschlitten auf den Steinlagen aufgebracht. Sowohl bei der Herstellung als auch beim Auftrag des Frischmörtels werden Werkzeuge verschmutzt, die jeden Tag bzw. unmittelbar nach Gebrauch sorgfältig gereinigt werden müssen. Weiterhin muss der Mörtel in der Regel vom Ort des Anmischens zum Verar-beitungsplatz transportiert werden. Diese Tätigkeiten sind natürlich mit einem hohen Zeit- und somit auch Kosten-aufwand verbunden, der gerade vor dem Hintergrund eines zu erwartenden Fachkräftemangels am Bau möglichst mi-nimiert werden sollte.

In Zusammenarbeit eines Trockenmörtelherstellers mit einem Ziegelhersteller wurde in den letzten Jahren ein neues Mörtelsystem für Dünnbettmauerwerk entwickelt, welches sich grundlegend von den bislang am Markt ver-fügbaren Dünnbettmörteln bzw. deren Auftragsvarianten unterscheidet. Bei dem neuentwickelten Mörtelsystem han-delt es sich um eine werkseitig vorgefertigte Mörtelplatte, auch „Mörtelband“ genannt. Diese besteht aus einem Glas-fasergewebe und Trockenmörtel, welcher durch einen was-serlöslichen Schmelzkleber zusammengehalten wird. Das in die Mörtelplatten eingelegte Gewebe sorgt dabei nur für eine erhöhte Stabilität der Mörtelplatten beim Vermauern. Das Mörtelband wird im trockenen Zustand auf die Lager-fugenfläche des Planziegels aufgelegt. Durch Bewässern weicht die Mörtelplatte zunächst auf und der hydraulische Abbindevorgang wird ausgelöst. Kurze Zeit später kann schon die nächste Steinlage aufgesetzt werden. Es entsteht eine 1 bis 3 mm dicke vollflächige Mörtelfuge, die analog zu herkömmlichen mineralischen Mauermörteln hydrau-

Neues Mörtelsystem für Dünnbettmauerwerk – „Mörtelband“

Wolfgang BrameshuberMarkus Graubohm

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W. Brameshuber/M. Graubohm · Neues Mörtelsystem für Dünnbettmauerwerk – „Mörtelband“

3Mauerwerk 18 (2014), Heft 1

lisch abbindet. Im erhärteten Zustand sind die Festigkeits-eigenschaften des Mörtelbands mit bewährten am Markt verfügbaren Dünnbettmörteln vergleichbar.

Anfang des Jahres 2012 wurde das Institut für Baufor-schung Aachen (ibac) mit umfangreichen Untersuchungen an Mauerwerk aus Planhochlochziegeln mit dem Mörtel-band beauftragt, um die nötigen Grundlagen für die Erlan-gung einer allgemeinen bauaufsichtlichen Zulassung (abZ) für das neuentwickelte Mörtelsystem zu schaffen. Der vor-liegende Beitrag soll zunächst einen Überblick über das für das Zulassungsverfahren mit der Bauaufsicht abgestimmte Versuchsprogramm geben und die im Rahmen der Bearbei-tung des Projektes erzielten wesentlichen Untersuchungs-ergebnisse vorstellen.

Weiterhin wird in dieser Veröffentlichung die Vorge-hensweise bei einer Zustimmung im Einzelfall (ZiE) an-hand eines Praxisbeispiels aufgezeigt, bei dem das Mörtel-band bereits in Bayern beim Neubau eines Einfamilienhau-ses zum Einsatz gekommen ist. Die ZiE war für das vorliegende Bauvorhaben erforderlich, da es sich bei dem eingesetzten Mörtelband um ein nicht genormtes Baupro-dukt handelt und die beantragte allgemeine bauaufsichtli-che Zulassung zum Zeitpunkt des Baubeginns noch nicht erteilt war.

2 Verfahren für die Erlangung einer abZ2.1 Versuchsprogramm

Die Abstimmung des Versuchsprogramms für die Zulas-sungsuntersuchungen erfolgte in Absprache mit dem Auf-traggeber und dem Deutschen Institut für Bautechnik (DIBt), Berlin. Das Versuchsprogramm umfasste Untersu-chungen an Mauersteinen, an dem für die Herstellung des Mörtelbands verwendeten Trockenmörtel, an Verbund-prüfkörpern sowie an Mauerwerkprüfkörpern.

Im Rahmen der Untersuchungen zum Verbundverhal-ten wurden zunächst Haftscherversuche an 2-Stein-Prüf-körpern nach DIN 18555-5 [1] durchgeführt. Die Untersu-chungen erfolgten mit dem Kalksand-Referenzstein in Kombination mit dem Mörtelband mit und ohne Gewebe und vergleichend dazu mit einem handelsüblichen Dünn-bettmörtel als Referenz. Parallel dazu wurden die Haft-scherfestigkeit ohne Auflast senkrecht zur Lagerfuge an 3-Stein-Prüfkörpern nach DIN EN 1052-3 [2] und die zen-trische Haftzugfestigkeit an 2-Stein-Prüfkörpern geprüft. Die Herstellung dieser Prüfkörper erfolgte mit einem Plan-hochlochziegel in Kombination mit dem Mörtelband und vergleichsweise mit einem Dünnbettmörtel.

Weiterhin wurden zentrische Druckversuche an klei-nen Mauerwerkwänden nach DIN EN 1052-1 [3] durchge-führt. Die Untersuchungen erfolgten mit dem ausgewähl-ten Planhochlochziegel in Kombination mit dem Mörtel-band, der für die Herstellung des Mörtelbands verwendeten Trockenmörtelmischung (ohne Gewebe) und dem her-kömmlichen Dünnbettmörtel. Gemäß dem Versuchspro-gramm des DIBt war weiterhin die Biegezugfestigkeit par-allel und rechtwinklig zur Lagerfuge an kleinen Wänden in Anlehnung an DIN EN 1052-2 [4] zu bestimmen. Die Ver-suche wurden mit dem ausgewählten Planhochlochziegel in Kombination mit dem Mörtelband und dem Dünnbett-mörtel durchgeführt.

2.2 Verwendete Materialien und deren Eigenschaften

2.2.1 Mauersteine

Für den überwiegenden Teil der Untersuchungen wurden Planhochlochziegel mit der Kurzbezeichnung PHLz10-0,75-12DF verwendet. Nur die Haftscherversuche nach DIN 18555-5 [1] erfolgten mit dem beim Nachweis der Verbundfestigkeit nach DIN V 18580 [5] verwendeten und hierfür als ungünstig angesehenen Kalksand-Referenzstein KS12-2,0-NF. Die verwendeten Mauersteine sind in den Bildern 1 und 2 dargestellt.

An den für das Zulassungsverfahren ausgewählten Ziegeln wurden zunächst die Maße nach DIN EN 772-16 [6] sowie die Trockenrohdichte nach DIN EN 772-13 [7] bestimmt. An den Prüfkörpern zur Bestimmung der Druck-festigkeit wurden die Ebenheit nach DIN EN 772-20 [8] und die Planparallelität nach DIN EN 772-16 [6] bestimmt. Die Prüfung der Steindruckfestigkeit erfolgte im lufttrocke-nen Zustand nach DIN EN 772-1 [9].

Die untersuchten Planhochlochziegel entsprachen hinsichtlich der Maße sowie der Rohdichte- und Festig-keitsklasse den vom Hersteller in der Kurzbezeichnung der Mauersteine angegebenen Eigenschaften. Die Mauersteine konnten somit der Rohdichteklasse 0,75 und der Festig-keitsklasse 10 zugeordnet werden.

2.2.2 Mauermörtel

Das Mörtelband besteht aus einem Glasfasergewebe mit einer Maschenweite von 5,5 × 5,5 mm und einem Trocken-mörtel, der durch einen wasserlöslichen Schmelzkleber zusammengehalten wird. Die im Zulassungsverfahren ver-wendeten Mörtelplatten hatten die Abmessungen l × b × d =

Bild 1. PlanhochlochziegelFig. 1. High precision hollow clay unit

Bild 2. Kalksand-ReferenzsteinFig. 2. Calcium silicate reference unit

Bild 3. MörtelbandFig. 3. Mortar pad



4 Mauerwerk 18 (2014), Heft 1

250 × 365 × 4 mm (inklusive Steg mit 2 mm Überhöhung) und wogen ca. 300 g. Hauptbestandteil der Rezeptur ist ein handelsüblicher Dünnbettmörtel. Eine Mörtelplatte ist ex-emplarisch in Bild 3 dargestellt.

Im Rahmen der Untersuchungen wurden sämtliche Versuche zu Vergleichszwecken auch mit einem handels-üblichen Dünnbettmörtel (DM) durchgeführt. Weiterhin wurde bei einer Versuchsserie zur Bestimmung der Kurz-zeitdruckfestigkeit zusätzlich die für die Herstellung des Mörtelbands verwendete Trockenmörtelmischung (ohne Ge-webe) verwendet. Diese Mischung wurde wie auch der her-kömmliche Dünnbettmörtel als Trockenmörtel in Säcken angeliefert und enthielt die Bestandteile des neuentwickel-ten Mörtelbands mit Ausnahme des Gewebes. Zusätzlich kamen bei den Verbunduntersuchungen auch Mörtelplat-ten ohne Gewebe zum Einsatz, um den Einfluss des Gewe-bes auf den Verbund zwischen Stein und Mörtel einschät-zen zu können.

An jeder zur Herstellung der Verbund- und Wandprüf-körper verwendeten Mörtelmischung (Mischung Mörtelband ohne Gewebe bzw. Dünnbettmörtel) wurden die Frisch- und Festmörtelkennwerte bestimmt. Die Prüfung der Frisch-mörtelrohdichte erfolgte nach DIN EN 1015-6 [10]. Die Fest-mörteleigenschaften wurden nach DIN EN 1015-10 [11] (Trockenrohdichte) und DIN EN 1015-11 [12] (Biegezug- und Druckfestigkeit) bestimmt.

Die Druckfestigkeit der verwendeten Mauermörtel (Trockenmörtelmischung Mörtelband ohne Gewebe bzw. Dünnbettmörtel) entsprach nach DIN V 18580 [5] der An-forderung an einen Dünnbettmörtel der Mörtelklasse M10 nach DIN EN 998-2 [13] (Mittelwert βD,mö ≥ 10 N/mm²).

2.3 Untersuchungen an Verbundprüfkörpern2.3.1 Allgemeines

Der Verbund zwischen Mauerstein und Mauermörtel hat einen maßgeblichen Einfluss auf die Tragfähigkeit und die Risssicherheit von Mauerwerk. Die Lagerfuge muss aus horizontalen Lasten (z. B. Erdbeben, Wind und Erddruck) resultierende Zug- und Schub- bzw. Scherkräfte übertragen können. Die senkrecht zur Lagerfuge aufnehmbaren Haft-zugspannungen sind im allgemeinen deutlich geringer als die in Lagerfugenebene übertragbaren Scherspannungen. Maßgebende Baustoffkenngröße ist deshalb die Haftscher- bzw. die Scherfestigkeit, die auch für die Bemessung von biege- bzw. schubbeanspruchtem Mauerwerk beim Nach-weis für den Fall Fugenversagen in Ansatz gebracht wird.

2.3.2 Haftscherfestigkeit nach DIN 18555-5

Es wurden zunächst Haftscherversuche an 2-Stein-Prüf-körpern nach dem deutschen Prüfverfahren [1] mit dem Kalksand-Referenzstein in Kombination mit dem Mörtel-band mit und ohne Gewebe und vergleichend dazu mit einem handelsüblichen Dünnbettmörtel durchgeführt.

Vor der Herstellung der Prüfkörper wurden die Kalk-sand-Referenzsteine auf einen Feuchtegehalt von 4,0 M.-% vorkonditioniert und anschließend luftdicht in Kunststoff-beuteln verpackt, um eine gleichmäßige Feuchteverteilung über den Steinquerschnitt gewährleisten zu können. Am Tag der Herstellung wurden die Steine aus den Kunststoff-beuteln entnommen und serienweise auf einer waagerech-

ten Unterlage hintereinander gelegt. Vor dem Mörtelauftrag bzw. dem Auflegen der Mörtelplatten wurden die Lagerflä-chen der Steine gründlich mit einem Handfeger abgekehrt, um lose Teile und Staubschichten zu entfernen. Bei der Herstellung der Versuchsserien mit Mörtelband mussten zunächst die Mörtelplatten auf das Format der Kalksand-Referenzsteine zurechtgeschnitten werden. Anschließend wurden die trockenen Mörtelplatten auf die vorbereiteten Steine aufgelegt und mit einer definierten Wassermenge aktiviert. Nach einer Einwirkzeit von mindestens 3 Minu-ten wurde der obere Stein aufgesetzt, ausgerichtet und mit einigen Schlägen mit einem Gummihammer in das Mörtel-bett gedrückt. Unmittelbar nach der Herstellung wurden die Prüfkörper für 24 Stunden mit einer Folie abgedeckt und anschließend für 27 weitere Tage ohne Folie bei 20 °C und 65 % relativer Luftfeuchte im Labor gelagert.

Bild 4 zeigt beispielhaft einen in die Prüfmaschine ein-gebauten Verbundprüfkörper.

Die Haftscherfestigkeit wurde für jeden Prüfkörper nach Gl. (1) auf 0,01 N/mm² gerundet berechnet:

β =F

2·AHSi,max

i (1)

mitFi,max Bruchlast eines einzelnen Verbundprüfkörpers in NAi Lagerfugenfläche eines Prüfkörpers in mm²

Die maßgebende Verbundfestigkeit (maß βHS) ergibt sich aus dem Prüfwert der Haftscherfestigkeit (Mittelwert) mul-tipliziert mit dem Prüffaktor 1,2.

Eine Übersicht der Untersuchungsergebnisse enthält Bild 5. Gezeigt sind die Mittelwerte der Haftscherfestigkeit der geprüften Versuchsserien mit Mörtelband (mit und ohne Gewebe) und dem Vergleichs-Dünnbettmörtel sowie die Streubreite der einzelnen Versuche.

Die maßgebende Haftscherfestigkeit der mit dem Mör-telband mit und ohne Gewebe hergestellten Prüfkörper entsprach mit maß βHS = 0,67 N/mm² (mit Gewebe) bzw.

Bild 4. Haftscherversuche nach DIN 18555-5, Prüfkörper und VersuchsaufbauFig. 4. Shear strength tests according to DIN 18555-5, test specimen and test setup




maß βHS = 0,63 N/mm² (ohne Gewebe) der Anforderung an die Verbundfestigkeit im Alter von 28 Tagen nach DIN V 18580 [5] (βHS ≥ 0,50 N/mm²), die ein Dünnbettmörtel der Mörtelklasse M10 gemäß DIN EN 998-2 [13] bei Prü-fung nach DIN 18555-5 [1] zu erfüllen hat. Die Vergleichs-versuche an den mit dem handelsüblichen Dünnbettmörtel hergestellten Prüfkörpern ergaben eine maßgebende Haft-scherfestigkeit maß βHS = 0,89 N/mm².

2.3.3 Haftscherfestigkeit nach DIN EN 1052-3

Zur Bestimmung der Verbundeigenschaften unter Scherbe-anspruchung wurden weiterhin Haftscheruntersuchungen nach dem europäischen Prüfverfahren [2] ohne Auflast senkrecht zur Lagerfuge mit den in Abschnitt 2.2.1 aufge-führten Planhochlochziegeln in Kombination mit dem Mör-telband (mit Gewebe) und vergleichend dazu mit einem handelsüblichen Dünnbettmörtel durchgeführt. Hierfür wur-den insgesamt zwei Versuchsserien à jeweils sechs 3-Stein-Prüfkörper hergestellt.

Bild 6 zeigt beispielhaft einen in die Prüfmaschine ein-gebauten Verbundprüfkörper.

Die Scherfestigkeit wurde für jeden Prüfkörper nach der folgenden Gleichung (2) auf 0,01 N/mm² gerundet be-rechnet:

=fF

2·Avoii,max

i (2)

mitFi,max Höchstwert der Scherkraft eines einzelnen Verbund-

prüfkörpers in NAi Querschnittsfläche eines Prüfkörpers parallel zu den

Lagerfugen in mm²

Der charakteristische Wert der Anfangsscherfestigkeit fvok ergibt sich aus dem Mittelwert der geprüften Anfangsscher-festigkeit fvo nach DIN EN 1052-3 [2] multipliziert mit dem Faktor 0,8. Die maßgebende Verbundfestigkeit errechnet sich nach DIN V 18580 [5] aus dem ermittelten Wert der charakteristischen Anfangsscherfestigkeit fvok nach DIN EN 1052-3 [2] multipliziert mit dem Prüffaktor 1,2.

Eine Übersicht der Untersuchungsergebnisse ist in Bild 7 dargestellt. Gezeigt sind die Mittelwerte der Haft-

scherfestigkeit mit Mörtelband und Dünnbettmörtel sowie die Streubreite der einzelnen Versuche.

Die maßgebende Haftscherfestigkeit der mit dem Mörtelband hergestellten Prüfkörper betrug maß βHS = 0,44 N/mm². Die Vergleichsversuche an den mit dem Dünn-bettmörtel hergestellten Prüfkörpern ergaben eine maßge-bende Haftscherfestigkeit maß βHS = 0,52 N/mm².

Somit wurde die Anforderung an die Verbundfestig-keit nach DIN V 18580 [5], die ein Dünnbettmörtel gemäß DIN EN 998-2 [13] bei Prüfung nach DIN EN 1052-3 [2] zu erfüllen hat (βHS ≥ 0,20 N/mm²), sowohl bei der Ver-suchsserie mit Mörtelband als auch bei der Referenzserie mit Dünnbettmörtel deutlich eingehalten.

2.3.4 Haftzugfestigkeit

Zur Bestimmung der Verbundeigenschaften unter Zugbe-anspruchung wurden auch zentrische Haftzugversuche an mit Mörtelband bzw. mit dem Dünnbettmörtel vermörtel-ten 2-Steinkörpern durchgeführt. Hierfür wurden zwei Versuchsserien à jeweils sechs 2-Stein-Prüfkörper herge-stellt.

Der für die Versuchsdurchführung gewählte Versuchs-aufbau ist in Bild 8 dargestellt.

Bild 5. Haftscherversuche an 2-Stein-Prüfkörper nach DIN 18555-5, Ergebnisse (Mittelwerte und Streubereiche)Fig. 5. Shear strength tests according to DIN 18555-5, test results (mean values and range of dispersion)

Bild 6. Haftscherversuche an 3-Stein-Prüfkörpern nach DIN EN 1052-3, Prüfkörper und VersuchsaufbauFig. 6. Shear strength tests according to DIN EN 1052-3, test specimen and test setup

Bild 7. Haftscherversuche an 3-Stein-Prüfkörpern nach DIN EN 1052-3, Ergebnisse (Mittelwerte und Streubereiche)Fig. 7. Shear strength tests according to DIN EN 1052-3, test results (mean values and range of dispersion)

Mörtelband Dünnbettmörtel




Die Haftzugfestigkeit wurde für jeden Prüfkörper nach Gl. (3) auf 0,01 N/mm² gerundet berechnet:

β =F

AHZi,max

i (3)

mitFi,max Bruchlast eines einzelnen Verbundprüfkörpers in NAi Lagerfugenfläche eines Prüfkörpers in mm²

Eine Übersicht der Untersuchungsergebnisse ist in Bild 9 dargestellt. Gezeigt sind die Mittelwerte der Haftzugfestig-keit mit Mörtelband und Dünnbettmörtel sowie die Streu-breite der einzelnen Versuche.

Der Mittelwert der Haftzugfestigkeit der mit dem Mör-telband hergestellten Prüfkörper betrug βHZ = 0,26 N/mm². Die Vergleichsversuche an den mit dem Dünnbettmörtel hergestellten Prüfkörpern ergaben einen etwas höheren Mittelwert (βHZ = 0,38 N/mm²). Ein Anforderungswert an die Haftzugfestigkeit zwischen Mauerstein und Mauermör-tel existiert nicht, da es sich um keinen genormten Versuch handelt. Die Biegezugfestigkeit rechtwinklig zur Lagerfuge ist als Anforderungswert im Nationalen Anhang zum Euro-code 6 [15] zu 0,2 N/mm² festgelegt. Dieser Wert wird ge-

mäß den vorliegenden Untersuchungen deutlich über-schritten.

2.4 Untersuchungen an Wandprüfkörpern2.4.1 Mauerwerkdruckfestigkeit

Eine der grundlegenden Tragfähigkeitseigenschaften von Mauerwerk ist seine Druckfestigkeit. Zur Festlegung von charakteristischen Druckfestigkeitswerten für die ange-strebte allgemeine bauaufsichtliche Zulassung (abZ) waren auch Untersuchungen an Wandprüfkörpern unter Druck-beanspruchung durchzuführen.

Die Spannungs-Dehnungslinien wurden in zentrischen Druckversuchen an kleinen (RILEM-) Mauerwerkwänden nach DIN EN 1052-1 [3] bestimmt. Hierfür wurden insge-samt drei Versuchsserien à jeweils drei Wandprüfkörper hergestellt. Es wurde eine Serie mit dem Mörtelband, eine mit der für die Herstellung des Mörtelbands verwendeten Trockenmörtelmischung (ohne Gewebe) und eine Referenz-serie mit dem herkömmlichen Dünnbettmörtel getestet. Die Schlankheit λ, definiert als Quotient von Wandhöhe und dicke, betrug bei den kleinen Wandprüfkörpern ca. 3,5.

Bild 10 zeigt beispielhaft einen in die Druck-Prüfma-schine eingebauten Wandprüfkörper.

Die Druckfestigkeit jedes einzelnen Mauerwerksprüf-körpers wurde mit Gl. (4) auf 0,1 N/mm² gerundet berech-net:

=fF

Aii,max

i (4)

mitFi,max Höchstlast eines einzelnen Mauerwerksprüfkörpers

in NAi belastete Querschnittsfläche eines einzelnen Mauer-

werksprüfkörpers in mm²

Der Elastizitätsmodul Ei wurde aus dem Mittelwert der Dehnungen aller vier Messstrecken in Belastungsrichtung,

Bild 8. Zentrische Haftzugversuche an 2-Stein-Prüfkörpern, Prüfkörper und VersuchsaufbauFig. 8. Tensile bond tests, test specimen and test setup

Bild 10. Zentrische Druckversuche an Wänden nach DIN EN 1052-1, Prüfkörper und VersuchsaufbauFig. 10. Masonry compressive strength tests according to DIN EN 1052-1, test specimen and test setup

Bild 9. Zentrische Haftzugversuche an 2-Stein-Prüfkörpern, Ergebnisse (Mittelwerte und Streubereiche)Fig. 9. Tensile bond tests, test results (mean values and range of dispersion)

Mörtelband Dünnbettmörtel




die bei einem Drittel der Höchstbeanspruchung auftreten, als Sekantenmodul berechnet, s. Gl. (5).

=ε

EF

3· ·Aii,max

i i

(5)

mitFi,max Höchstlast eines einzelnen Mauerwerksprüfkörpers

in Nεi mittlere Dehnung eines einzelnen Mauerwerksprüf-

körpers, die bei einem Drittel der maximalen Festig-keit erreicht wird

Ai belastete Querschnittsfläche eines einzelnen Mauer-werksprüfkörpers in mm²

Die Untersuchungsergebnisse der Druckversuche an den kleinen Mauerwerkprüfkörpern enthält Tabelle 1.

Die ermittelten Spannungs-Dehnungslinien sind als Mittelwertkurven in Bild 11 dargestellt.

Der Mittelwert der Mauerwerkdruckfestigkeit der mit dem Mörtelband hergestellten Versuchsserie betrug βD,mw =

6,8 N/mm². Die Versuchsserie mit der Mischung Mörtel-band (ohne Gewebe) erreichte einen Mittelwert βD,mw = 6,7 N/mm². Bei der Referenzserie mit Dünnbettmörtel wurde ein Mittelwert der Mauerwerkdruckfestigkeit βD,mw = 6,4 N/mm² bestimmt.

Die Wandprüfkörper mit dem Mörtelband zeigen, dass mit dem Mörtelband die höchsten Druckfestigkeits-werte im Vergleich mit den anderen Versuchsserien er-reicht werden.

2.4.2 Biegezugfestigkeit

Für die Bemessung von durch Windlast bzw. Erddruck bie-gebeanspruchten Mauerwerkbauteilen ist auf der Wider-standsseite die Biegezugfestigkeit maßgebend. Diese wird – ähnlich wie bei der Druckfestigkeit von Mauerwerk – als Ersatz für die in der Realität in der Regel deutlich großforma-tigeren Wandbauteile an kleinen Wandprüfkörpern ermittelt.

Zur Bestimmung der Tragfähigkeit des Mauerwerks unter Biegebeanspruchung wurden deshalb Vier-Punkt-Biegezugversuche parallel und rechtwinklig zur Lagerfuge an kleinen Wandprüfkörpern nach DIN EN 1052-2 [4] durchgeführt. Hierfür wurden je Beanspruchungsrichtung zwei Versuchsserien hergestellt. Die Untersuchungen er-folgten mit dem ausgewählten Planhochlochziegel in Kom-bination mit dem Mörtelband und dem herkömmlichen Dünnbettmörtel.

Die Wandprüfkörper wurden in einer geschlossenen Prüfhalle auf Stahlträgern hergestellt, mit denen sie auch später in die Prüfmaschine eingebaut wurden. Zwischen der ersten Steinlage und den Stahlträgern wurden 2-lagige Folienlager angeordnet. Die Mauersteine wurden lufttro-cken vermauert. Die Prüfkörper zur Bestimmung der Bie-gezugfestigkeit parallel zur Lagerfuge wurden mit einem Überbindemaß von ü = 0,4 × h = 100 mm (h Steinhöhe) hergestellt. Bei den Wandprüfkörpern für die Bestimmung der Biegezugfestigkeit senkrecht zur Lagerfuge betrug das Überbindemaß ü = 0,5 × l = 122,5 mm (l Steinlänge).

Tabelle 1. Zentrische Druckversuche an Wänden nach DIN EN 1052-1, ErgebnisseTable 1. Masonry compressive strength tests according to DIN EN 1052-1, test results

Versuchsserie PK-Nr.Maße

Fmax βD,mw εl,33,mw εl,u,mw ED,33l b h

– mm kN N/mm² mm/m N/mm²

Mörtelband mit Gewebe

1 976 359 1260 2289 6,5 0,43 2,23 5070

2 975 363 1258 2306 6,5 0,36 2,12 6028

3 971 359 1264 2579 7,4 0,47 2,63 5253

Mittelwert 974 360 1261 2391 6,8 0,42 2,33 5450

Mischung Mörtelband ohne Gewebe

1 975 360 1262 2352 6,7 0,37 1,79 5965

2 975 360 1265 2328 6,6 0,38 1,69 5855

3 972 360 1256 2420 6,9 0,40 1,69 5760

Mittelwert 974 360 1261 2367 6,7 0,38 1,73 5860

Dünnbettmörtel

1 973 357 1268 2312 6,7 0,35 2,15 6356

2 974 357 1267 2223 6,4 0,36 1,66 5842

3 972 357 1263 2007 5,8 0,40 1,59 4802

4 973 357 1265 2397 6,9 0,35 1,79 6525

Mittelwert 973 357 1266 2235 6,4 0,37 1,80 5881

Bild 11. Zentrische Druckversuche an Wänden nach DIN EN 1052-1, Spannungs-DehnungslinienFig. 11. Masonry compressive strength tests according to DIN EN 1052-1, stress-strain behaviour




allel zur Lagerfuge) bzw. an den seitlichen Rändern (Prüfung der Biegezugfestigkeit rechtwinklig zur Lagerfuge) mit induktiven Wegaufnehmern W10 gemessen. Dabei wur-den die Fixpunkte der Messvorrichtung an den Wandprüf-körpern angebracht, so dass bei der Auswertung keine Kor-rektur der Globalverschiebung der Wand erfolgen muss.

Die Biegezugfestigkeit des Mauerwerks berechnet sich aus dem Quotient aus maximal ertragbarem Biegemo-ment und Widerstandsmoment nach Gl. (6) zu:

(6)= =

−

f MW

F2

·l l

2d · h

6

xi

S i

2

mitM maximales Moment zwischen den inneren AuflagernW WiderstandsmomentF maximale LastlS Abstand zwischen den äußeren Auflagern (vgl. Bilder

12 und 13)li Abstand zwischen den Lasteinleitungspunkten (vgl.

Bilder 12 und 13)d Mauerwerkdickeh Mauerwerkhöhe

Die Wandprüfkörper und der verwendete Versuchs-aufbau zur Bestimmung der Biegezugfestigkeit sind für beide Beanspruchungsrichtungen in den Bildern 12 und 13 beispielhaft dargestellt

Die verwendete Versuchseinrichtung entsprach den Anforderungen nach DIN EN 1052-2 [4]. Danach muss der Abstand von den Außenkanten der Prüfkörper zu den äu-ßeren Auflagern mindestens 50 mm betragen. In den durch-geführten Versuchen wurden die äußeren Auflager 75 mm (Biegezugfestigkeit parallel zur Lagerfuge) bzw. 125 mm (Biegezugfestigkeit rechtwinklig zur Lagerfuge) von den Außenkanten der Prüfkörper angeordnet. Das Verhältnis des Abstands der inneren und äußeren Auflager wurde zu 0,43 (Biegezugfestigkeit parallel zur Lagerfuge) bzw. 0,50 (Biegezugfestigkeit rechtwinklig zur Lagerfuge) gewählt, so dass der in [4] geforderte Verhältniswert von 0,4 bis 0,6 eingehalten wurde. Die Prüfkörperabmessungen wurden für beide Prüfrichtungen so gewählt, dass eine ausrei-chende Biegeschlankheit der Wände (Biegezugfestigkeit parallel zur Lagerfuge: λ = lS/d = 5,2 bzw. Biegezugfestig-keit rechtwinklig zur Lagerfuge: λ = 6,2) gewährleistet war.

Die Belastung der Prüfkörper erfolgte verformungsge-regelt über den Kolbenvorschub. Während der Versuchs-durchführung wurde die Wandmittendurchbiegung am obe-ren und unteren Rand (Prüfung der Biegezugfestigkeit par-

Bild 12. Biegezugversuche parallel zur Lagerfuge an Wänden nach DIN EN 1052-2, Prüfkörper und VersuchsaufbauFig. 12. Bending tests parallel to the bed joint on small masonry walls according to DIN EN 1052-2, test specimen and test setup

Bild 13. Biegezugversuche rechtwinklig zur Lagerfuge an Wänden nach DIN EN 1052-2, Prüfkörper und VersuchsaufbauFig. 13. Bending tests perpendicular to the bed joint on masonry walls according to DIN EN 1052-2, test specimen and test setup




Die Untersuchungsergebnisse der Biegezugversuche paral-lel zur Lagerfuge sind in Tabelle 2 zusammengefasst. Die zugehörigen Last-Durchbiegungslinien sind in Bild 14 dar-gestellt.

Der Mittelwert der Biegezugfestigkeit parallel zur La-gerfuge der mit dem Mörtelband hergestellten Versuchsserie betrug βBZ,p = 0,15 N/mm². Die Referenzserie mit dem her-kömmlichen Dünnbettmörtel erreichte einen Mittelwert βBZ,p = 0,14 N/mm². Für die Beanspruchung parallel zur Lagerfuge ergaben somit die Wandprüfkörper mit dem Mör-

telband gleiche Biegezugfestigkeitswerte im Vergleich zu der Referenzserie. Bei der Beanspruchung parallel zur La-gerfuge kam es in den Wandprüfkörpern – unabhängig da-von, ob die Wände mit Mörtelband oder mit Dünnbettmör-tel hergestellt wurden – überwiegend zu einem Versagen der Mauersteine durch Überschreiten ihrer Biegezugfestigkeit.

Die Untersuchungsergebnisse der Biegezugversuche rechtwinklig zur Lagerfuge sind in Tabelle 3 zusammenge-stellt. Die bestimmten Last-Durchbiegungslinien sind in Bild 15 dargestellt.

Tabelle 2. Biegezugversuche parallel zur Lagerfuge nach DIN EN 1052-2, ErgebnisseTable 2. Bending tests parallel to the bed joint according to DIN EN 1052-2, test results

Versuchsserie PK-Nr. l d h Fmax βBZ,p f1)

– mm kN N/mm² mm

Mörtelband

1 1848 363 1000 13,9 0,16 0,66

2 1847 362 1000 12,8 0,15 0,68

3 1851 360 1000 13,5 0,16 0,63

Mittelwert 1848 361 1000 13,4 0,15 0,66

Dünnbettmörtel1 1853 360 1000 12,5 0,14 0,66

2 1851 360 1000 10,9 0,13 0,32

Mittelwert 1852 360 1000 11,7 0,14 0,49

1) Durchbiegung bei Fmax

Tabelle 3. Biegezugversuche rechtwinklig zur Lagerfuge nach DIN EN 1052-2, ErgebnisseTable 3. Bending tests perpendicular to the bed joint according to DIN EN 1052-2, test results

Versuchsserie PK-Nr. l d h Fmax βBZ,s f1)

– mm kN N/mm² mm

Mörtelband

1 980 362 2250 20,6 0,24 0,13

2 972 360 2249 23,6 0,28 0,14

3 980 361 2247 22,8 0,27 0,17

Mittelwert 977 361 2249 22,3 0,26 0,15

Dünnbettmörtel

1 974 360 2247 25,0 0,30 0,29

2 973 360 2247 25,9 0,31 0,31

3 972 361 2247 30,3 0,36 0,24

Mittelwert 973 360 2247 27,1 0,32 0,28

1) Durchbiegung bei Fmax

Bild 14. Biegezugversuche parallel zur Lagerfuge nach DIN EN 1052-2, Last-DurchbiegungskurvenFig. 14. Bending tests parallel to the bed joint according to DIN EN 1052-2, load-deflection curves

Bild 15. Biegezugversuche rechtwinklig zur Lagerfuge nach DIN EN 1052-2, Last-DurchbiegungskurvenFig. 15. Bending tests perpendicular to the bed joint accor-ding to DIN EN 1052-2, load-deflection curves




den Quergiebeln und in den übrigen Bereichen über Wand- und Deckenscheiben. Die Verankerung der Dachkonstruk-tion erfolgte an der Traufe. Als Gründung wurde für beide Baukörper eine Stahlbeton-Bodenplatte gewählt.

Der Rohbau des zuvor beschriebenen Objektes ist in Bild 16 oben dargestellt. Bild 16 unten zeigt das Gebäude nach Fertigstellung.

3.2 Untersuchungsumfang

Der Umfang der Untersuchungen für die Zustimmung im Einzelfall wurde in Zusammenarbeit mit der Obersten Baubehörde im bayerischen Staatsministerium des Innern, für Bau und Verkehr festgelegt.

Zunächst mussten die im Rahmen des Zulassungsver-fahrens im ibac durchgeführten Materialprüfungen in einem Kurzbericht für die bayerische Bauaufsicht zusammenge-fasst und die Ergebnisse dieser Untersuchungen im Hin-blick auf eine Zustimmung im Einzelfall für die Musterbau-stelle in Inning am Holz (Bayern) in einer gutachtlichen Stellungnahme bewertet werden. Weiterhin waren eine Qualitätskontrolle auf der Baustelle und die Überwachung der Produktion des Mörtelbands gefordert.

Die Ausführungsqualität bei der Erstellung der tragen-den Mauerwerkaußenwände des Einfamilienhauses wurde in Zusammenarbeit mit dem Güteschutz Ziegel Süd e. V. an mehreren Ortsterminen während der Rohbauphase auf

Der Mittelwert der Biegezugfestigkeit rechtwinklig zur Lagerfuge betrug bei der mit dem Mörtelband herge-stellten Versuchsserie βBZ,s = 0,26 N/mm². Die Referenzse-rie mit dem herkömmlichen Dünnbettmörtel erzielte bei der Beanspruchung senkrecht zur Lagerfuge einen gering-fügig höheren Mittelwert (βBZ,s = 0,32 N/mm²). Das Versa-gen der Prüfkörper erfolgte sowohl bei den Wänden mit Mörtelband als auch bei den Wänden mit Dünnbettmörtel ausschließlich durch Überschreiten der Verbundfestigkeit (Biegehaftzugfestigkeit) zwischen Stein und Lagerfugen-mörtel. Der Anforderungswert des EC 6/NA [15] wird da-her deutlich überschritten.

3 Untersuchungen für die Erlangung einer ZiE3.1 Allgemeines

Bei dem vorliegenden Bauvorhaben handelt es sich um den Neubau eines Einfamilienhauses in Inning am Holz (Bayern) bestehend aus Kellergeschoss, Erdgeschoss und Dachgeschoss sowie einer Doppelgarage. Die Verarbeitung des Mörtelbandes erfolgte ausschließlich bei den tragen-den Mauerwerk-Außenwänden.

Als Dachkonstruktion wurde für das Einfamilienhaus ein Satteldach und für die Garage ein Pultdach mit Ziegel-eindeckung gewählt. Sämtliche Geschossdecken wurden in Stahlbeton-Massivbauweise erstellt. Die Gebäudeausstei-fung erfolgte im Dachbereich über Windrispenbänder, bei

Bild 16. Rohbau (oben), verputztes Einfamilienhaus (unten)Fig. 16. Shell construction (top), plastered single-family house (bottom)




der Baustelle in Inning am Holz überprüft. Die Beurteilung der bei den Baustellenterminen dokumentierten Ausfüh-rungsqualität erfolgte ebenfalls in einer gutachtlichen Stel-lungnahme.

Für die Überwachung der Produktion des Mörtelbands wurde zunächst eine Erstprüfung im Werk durchgeführt, in dem das Mörtelband für die Musterbaustelle produziert wurde. Bei dieser Erstprüfung wurden zum einen die Ab-läufe bei der Herstellung des Mörtelbands dokumentiert und zum anderen auch Proben der für die Herstellung der Mörtelplatten vorgesehenen Trockenmörtelmischung so-wie vakuumverpackte Kartons mit dem Mörtelband ent-nommen. Zusätzlich wurden bei den verschiedenen Bau-stellenterminen weitere Proben entnommen, um später im Rahmen des Überwachungsprogramms begleitende Mate-rialprüfungen im ibac durchzuführen.

3.3 Qualitätskontrolle auf der Baustelle

Die Baustelle in Inning am Holz wurde während der Roh-bauphase im Juli 2013 an mehreren Terminen von jeweils einem Mitarbeiter der Brameshuber+Uebachs Ingenieure GmbH und des Güteschutz Ziegel Süd e. V. besichtigt. Da-bei wurde die Ausführungsqualität der Mauerarbeiten an den tragenden Außenwänden des Erdgeschosses und des 1. Obergeschosses kontrolliert.

In der vor Beginn der Bauarbeiten erstellten ersten gutachtlichen Stellungnahme wurden geeignete Maßnah-men zur Überprüfung und Dokumentation der Ausfüh-rungsqualität auf der Baustelle vorgeschlagen. Diese betra-fen die Lagerung der Baustoffe auf der Baustelle, vorberei-tende Arbeiten vor dem Aufmauern der Wände, die Einwirkzeit des auf das Mörtelband aufgebrachten Was-sers, Fugendicken und ggf. auftretende Höhenversatze zwi-schen einzelnen Mauersteinen sowie Maßnahmen für eine geeignete Nachbehandlung des frischen Mauerwerks. Im Zuge der Ortstermine war zu überprüfen, ob diese in der gutachtlichen Stellungnahme gemachten Vorgaben einge-halten wurden.

Grundsätzlich wurden die Vorgaben weitestgehend eingehalten. Nur in wenigen Fällen wurden Abweichungen von den Vorgaben zur Qualitätskontrolle festgestellt, die jedoch ausnahmslos nachvollziehbar und begründet wa-ren. Dies betraf zum einen die Vorgaben zu den vorberei-tenden Arbeiten und zum anderen die in den Untersu-chungen zur Erlangung einer abZ festgelegte Wasserein-wirkzeit.

Abweichend von den in der gutachtlichen Stellung-nahme beschriebenen Vorgaben wurden auf der Baustelle die Lagerflächen der Hochlochziegel vor dem Auflegen der Mörtelplatten nicht mit einem Handfeger abgekehrt. Die Reinigung der Lagerflächen der Hochlochziegel erfolgte stattdessen durch Abspritzen mit Wasser. Gegen diese Me-thode war nichts einzuwenden, da die Oberfläche der Mauersteine auf diese Weise gründlich von Staub befreit wurde. Darüber hinaus hatte es den Vorteil, dass die vor-genässten Ziegel dem Mörtelband nicht so schnell das auf-gebrachte Wasser entzogen haben wie es bei trockenen Ziegeln der Fall wäre.

In Bezug auf die Einwirkzeit konnte festgestellt wer-den, dass bei höheren auf der Baustelle auftretenden Tem-peraturen es durchaus sinnvoll sein kann die Einwirkzeit

des auf das Mörtelband aufgebrachten Wassers deutlich zu reduzieren. Durch die sommerlichen Temperaturverhält-nisse während der Rohbauphase der Musterbaustelle stellte sich die in der gutachtlichen Stellungnahme vorgeschla-gene Wassereinwirkzeit von 3 Minuten unter den gegebenen Bedingungen als zu lang und nicht baustellenpraktikabel heraus. Aufgrund der bestehenden Gefahr, dass die aufge-weichten Mörtelplatten vor dem Aufsetzen der nächsten Steinlage durch die hohen Temperaturen bereits antrock-nen, wurde auf der Baustelle die Konsistenz bzw. der Grad der Durchfeuchtung der Mörtelplatten als ein geeignetes Kriterium für die Einwirkzeit festgelegt. Zunächst wurde die Konsistenz des bewässerten Mörtelbands kontrolliert. Zusätzlich wurde stichprobenartig überprüft, nach welcher Dauer die aufgebrachte Wassermenge die Mörtelplatte über die komplette Schichtdicke durchdrungen und aufge-weicht hatte. Dies war in der Regel nach ca. 1 Minute der Fall.

Bei der Qualitätskontrolle auf der Baustelle war weiter-hin vorgesehen, auch die Lagerfugendicken und einen ge-gebenenfalls vorhandenen Höhenversatz zwischen einzel-nen Steinen stichprobenartig zu überprüfen. Die Lagerfu-gen sollten minimal 1,0 mm und maximal 3,0 mm dick sein. Der Höhenversatz sollte zwischen zwei benachbarten Stei-nen so klein sein, dass er durch das Mörtelband ausgeglichen werden kann, sodass in der darüberliegenden Steinlage die Ebenheit der Lagerfugenfläche gewährleistet ist. Die stich-probenartig im Bereich der Außenwände im Erdgeschoss und des 1. Obergeschosses durchgeführten Messungen der Lagerfugendicken lagen in dem vorgegebenen Toleranzbe-reich. Lediglich an einer einzigen Stelle konnte ein Höhen-versatz von ca. 0,8 mm zwischen zwei benachbarten Stei-nen gefunden werden, der jedoch bereits in der nächsten Steinlage nicht mehr vorhanden war.

Bei dem vorliegenden Mörtelsystem handelt es sich um Mörtelplatten, die im trockenen Zustand auf die Lagerfu-genfläche des Mauersteins aufgelegt und im Anschluss mit einer festgelegten Menge Wasser aktiviert werden. Die Min-destmenge des aufzubringenden Wassers beträgt gemäß Herstellerangaben 75 ml Wasser pro 100 g Mörtelband. Über eine mit einem Druckminderer versehenen Wasser-uhr konnte auf der Baustelle an der Zuleitung zum Wasser-auftragsgerät die Wassermenge bestimmt werden, die für die Bewässerung der Mörtelplatten verbraucht wurde. Hierfür wurden mehrere Mörtelplatten mit einem durch-schnittlichen Gewicht von 300 g/Mörtelplatte auf die La-gerfuge gelegt und die Wassermenge abgelesen, die für die Bewässerung der Mörtelplatten verbraucht wurde. Bei die-sen stichprobenartigen Überprüfungen wurde die vom Hersteller vorgegebene Mindestmenge grundsätzlich ein-gehalten.

3.4 Überwachung der Produktion des Mörtelbands3.4.1 Allgemeines

Im Juli 2013 wurde das ibac zusätzlich mit der Überwa-chung der Produktion des Mörtelbands für die Musterbau-stelle in Inning am Holz beauftragt. Die Notwendigkeit für eine Überwachung der Produktion des Mörtelbands ergab sich aus den Auflagen der bei der Obersten Baubehörde beantragten und im Juni 2013 erteilten Zustimmung im Einzelfall für das o. g. Bauvorhaben.




Überprüfung der Eigenschaften des TrockenmörtelsMit dem im Herstellwerk entnommenen Trockenmörtel „Mörtelband ohne Gewebe“ wurden im ibac drei Mörtel-mischungen nach DIN EN 1015-2 [14] hergestellt. An die-sen Mörtelmischungen wurden jeweils die Frisch- und Festmörtelkennwerte bestimmt.

Ein Vergleich der Frisch- und Festmörtelkennwerte des Trockenmörtels „Mörtelband ohne Gewebe“ mit im Rahmen des Zulassungsverfahrens ermittelten Kennwer-ten ist in Tabelle 4 dargestellt.

Die im Rahmen des Zulassungsprojektes hergestell-ten Mischungen des Trockenmörtels „Mörtelband ohne Gewebe“ haben höhere Druckfestigkeitswerte erreicht als der im Herstellwerk entnommene und für die Herstellung der Mörtelplatten bei der Zustimmung im Einzelfall ein-gesetzte Trockenmörtel. Dies ist auf den höheren Luftge-halt und die damit verbundene niedrigere Rohdichte der Mörtelmischungen bei der Zustimmung im Einzelfall zu-rückzuführen. Generell entspricht jedoch die Druckfestig-keit der in beiden Projekten verwendeten Mörtelmischun-gen nach DIN V 18580 [5] der Anforderung an einen Dünnbettmörtel nach DIN EN 998-2 [13] (Mittelwert βD,mö ≥ 10 N/mm²).

Überprüfung der Eigenschaften des MörtelbandsIm ibac wurden zunächst mit den im Werk entommenen Mörtelplatten Haftscherprüfkörper nach DIN 18555-5 [1] in Kombination mit dem Kalksand-Referenzstein herge-stellt und geprüft. Die Vorgehensweise bei der Vorberei-tung, Herstellung und Lagerung der Prüfkörper entspricht der in Abschnitt 2.3.2 beschriebenen.

Ein Vergleich mit den im Rahmen des Zulassungsver-fahrens bestimmten Haftscherfestigkeitswerten erfolgt zu-sammen mit den im Zuge der Überwachung des Mörtel-bands auf der Baustelle bestimmten Werten in Tabelle 5, siehe Abschnitt 3.4.3.

3.4.2 Erstprüfung im Herstellwerk

Überprüfung der Abläufe bei der Herstellung des MörtelbandsDie für das Zulassungsverfahren und die Zustimmung im Einzelfall verwendeten Mörtelplatten wurden auf einer Produktionsanlage des Herstellers gefertigt. Alle für die Herstellung der Mörtelplatten verwendeten Rohstoffe wer-den nach üblichen und genormten Standards vom Herstel-ler überwacht. Daneben werden regelmäßig Versuche zur Bestimmung der Haftscherfestigkeit und der Wasserauf-nahmefähigkeit durchgeführt.

Die Trockenmörtelmischung wurde aus denen für Dünnbettmörtel fortentwickelt. Als Referenz für die Unter-suchungen diente ein handelsüblicher Dünnbettmörtel. Der Basisrezeptur wird derzeit noch händisch ein Schmelz-kleber hinzugefügt und die Mischung anschließend mit-hilfe eines Produktionsmischers vermengt. Nach dem Mischvorgang erfolgt eine Beprobung nach Schüttgewicht und Sieblinie.

Anschließend wird die Mischung in eine beheizbare Form gegeben und mit einem Gewebe belegt. In der be-heizten Form wird die Mörtelplatte unter hohem Druck gepresst. Temperatur und Pressdruck werden kontrolliert und zu Qualitätssicherungszwecken protokolliert.

Nach der Entnahme werden die Mörtelplatten auf Wei-terverarbeitungstemperatur abgekühlt. Dann erfolgt zu-nächst eine Sichtprüfung von Oberfläche und Form der frischen Mörtelplatten. Zusätzlich wird das Gewicht der Platten überprüft. Der Toleranzbereich für die bei den Zulas-sungsuntersuchungen und bei der Zustimmung im Einzelfall verwendeten 365 mm breiten Mörtelplatten betrug 300 g ± 20 g. Sofern die Masse der Mörtelplatten innerhalb dieses Toleranzbereichs lag, wurden diese luftdicht verpackt.

Der gesamte Produktionsprozess ist zusammenfas-send in Bild 17 schematisch dargestellt.

Bild 17. Abläufe des Pro-duktionsprozesses (schema-tisch)Fig. 17. Manufacturing pro-cess (schematic)

Tabelle 4. Frisch- und Festmörtelkennwerte, Rezeptur Mörtelband (ohne Gewebe)Table 4. Mortar properties, composition of the mortar pad (without fibre glass reinforcement)

Projekt Serie ρfr ρd L t βBZβD

n Mittelwert Wertebereich

– – kg/dm³ % d N/mm² – N/mm²

ZiE

1 1,11 0,84 22,8 28 3,49 6 11,2 10,5 … 11,9

2 1,12 0,84 21,7 28 3,74 6 10,3 9,2 … 11,1

3 1,09 0,82 23,0 28 3,45 6 10,6 9,7 … 11,0

abZ1 1,24 0,95 16,0 28 4,20 6 15,9 14,5…17,0

2 1,24 0,94 16,2 29 3,83 6 15,9 14,7…17,3




3.4.3 Überwachung des Mörtelbands auf der Baustelle

Mit den auf der Baustelle entnommenen Mörtelplatten wurden weitere Haftscherprüfkörper nach DIN 18555-5 [1] in Kombination mit dem Kalksand-Referenzstein herge-stellt und geprüft. Die Vorgehensweise bei der Vorberei-tung, Herstellung und Lagerung der Prüfkörper entspricht der in Abschnitt 2.3.2 beschriebenen.

Eine Übersicht der im Rahmen des Zulassungsverfah-rens und der Zustimmung im Einzelfall nach DIN 18555-5 [1] bestimmten Haftscherfestigkeitswerte erfolgt in Tabelle 5. Aufgeführt sind die Mittelwerte der Haftscherfestigkeit aller Versuchsserien sowie die Streubreite und die Anzahl der einzelnen Versuche.

Im Rahmen der Qualitätskontrolle auf der Baustelle (s. a. Abschnitt 3.3) wurde festgestellt, dass in Bezug auf die Einwirkzeit des auf die Mörtelplatten aufzubringenden Wassers von der für das Zulassungsverfahren festgelegten Vorgehensweise abgewichen wurde. Um nachträglich den Nachweis führen zu können, dass sich die verringerte Ein-wirkzeit auf der Baustelle nicht nachteilig auf die Verbund-festigkeit zwischen Ziegel und Mörtelband auswirkt, wur-den ergänzend weitere Haftscherversuche nach DIN EN 1052-3 [2] ohne Auflast senkrecht zur Lagerfuge durchge-führt.

Die Ergebnisse dieser Versuchsserie sind den im Rah-men des Zulassungsverfahrens ermittelten Werten in Ta-belle 6 gegenübergestellt.

Eine Übersicht der Untersuchungsergebnisse ist in Bild 18 dargestellt. Gezeigt sind die Mittelwerte der Haft-scherfestigkeit und vergleichend dazu die im Zulassungs-verfahren ermittelten Haftscherfestigkeitswerte sowie die Streubreite der einzelnen Versuche.

Die in Tabelle 6 und in Bild 18 dargestellten Werte zeigen, dass sich die reduzierte Wassereinwirkzeit nicht signifikant auf die Verbundfestigkeit zwischen Planhoch-lochziegel und Mörtelband auswirkt. Die maßgebende Haftscherfestigkeit der bei den Zulassungsversuchen ge-prüften Verbundkörper betrug maß βHS = 0,44 N/mm². Bei den im Rahmen der Zustimmung im Einzelfall mit der ver-ringerten Wassereinwirkzeit hergestellten 3-Stein-Prüf- körpern ergab sich eine maßgebende Haftscherfestigkeit maß βHS = 0,42 N/mm².

Die Versuchsergebnisse aus dem Zulassungsverfahren und der Zustimmung im Einzelfall können unter Berück-sichtigung der Versuchsstreuungen als gleichwertig angese-hen werden.

4 Zusammenfassung

Es wurden zunächst im Rahmen des Zulassungsverfahrens umfangreiche Versuche durchgeführt, um die wesentlichen mechanischen Eigenschaften von Mauerwerk in Kombina-tion mit dem neu entwickelten Mörtelband zu untersu-chen. Die Ergebnisse dieser Untersuchungen waren sehr positiv und haben insbesondere in Bezug auf die Festig-keitseigenschaften unter Druck- und Biegebeanspruchung gezeigt, dass das in diesem Beitrag vorgestellte neue Mör-telsystem durchaus mit herkömmlichen Dünnbettmörteln vergleichbar ist.

Zusätzlich wurde in diesem Beitrag von den Erfahrun-gen berichtet, die man bei der Realisierung eines ersten Bauobjektes mit dem neuen Mörtelsystem im Rahmen einer Zustimmung im Einzelfall sammeln konnte. Auch hier wa-ren die Untersuchungsergebnisse und auch das Feedback von dem an der Musterbaustelle in Bayern beteiligten Per-sonenkreis durchweg positiv.

Mit der Erteilung einer allgemeinen bauaufsichtlichen Zulassung (abZ) für das neuentwickelte Mörtelsystem ist im Jahr 2014 zu rechnen.

Tabelle 5. Haftscherversuche an 2-Stein-Prüfkörpern nach DIN 18555-5, ErgebnisseTable 5. Shear strength tests according to DIN 18555-5, test results

Pro-jekt

Beschreibung βHS

n Mittelwert Wertebereich

– – – N/mm²

ZiE

Entnahme Werk 20 0,48 0,30 … 0,64

Entnahme Baustelle (1. Termin)

19 0,40 0,30 … 0,49

Entnahme Baustelle (2. Termin)

20 0,38 0,31 … 0,47

abZ

Mörtelband mit Ge-webe

10 0,56 0,37 … 0,69

Mörtelband ohne Gewebe

10 0,52 0,39 … 0,67

Dünnbettmörtel 10 0,74 0,65 … 0,95

Tabelle 6. Haftscherversuche an 3-Stein-Prüfkörpern nach DIN EN 1052-3, ErgebnisseTable 6. Shear strength tests according to DIN EN 1052-3, test results

Pro-jekt

Beschreibungt

βHS

n MittelwertWertebe-reich

d – N/mm²

ZiEWasserein-wirkzeit < 1 min

28

6 0,43 0,33 … 0,55

abZWasserein-wirkzeit > 3 min

6 0,46 0,42 … 0,50

Bild 18. Haftscherversuche an 3-Stein-Prüfkörpern nach DIN EN 1052-3, Ergebnisse (Mittelwerte und Streubereiche)Fig. 18. Shear strength tests according to DIN EN 1052-3, test results (mean values and range of dispersion)




[11] DIN EN 1015-10:2007-05 Prüfverfahren für Mörtel für Mauerwerk – Teil 10: Bestimmung der Trockenrohdichte von Festmörtel.

[12] DIN EN 1015-11:2007-05 Prüfverfahren für Mörtel für Mauerwerk – Teil 11: Bestimmung der Biegezug- und Druck-festigkeit von Festmörtel.

[13] DIN EN 998-2:2010-12 Festlegungen für Mörtel im Mauer-werksbau – Teil 2: Mauermörtel.

[14] DIN EN 1015-2:2007-05 Prüfverfahren für Mörtel für Mauerwerk – Teil 2: Probenahme von Mörteln und Herstel-lung von Prüfmörteln.

[15] DIN EN 1996-1-1/NA:2012-05 Nationaler Anhang – Na-tional festgelegte Parameter – Eurocode 6: Bemessung und Konstruktion von Mauerwerksbauten – Teil 1-1: Allgemeine Regeln für bewehrtes und unbewehrtes Mauerwerk

Autoren dieses Beitrages:Prof. Dr.-Ing. Wolfgang BrameshuberDipl.-Ing. Markus GraubohmInstitut für Bauforschung der RWTH Aachen (ibac)Schinkelstraße 3, 52056 AachenundBrameshuber+Uebachs Ingenieure GmbHJakobstraße 12, 52064 Aachen

Literatur

[1] DIN 18555-5:1986-03 Prüfung von Mörteln mit minerali-schen Bindemitteln; Festmörtel; Bestimmung der Haftscher-festigkeit von Mauermörteln.

[2] DIN EN 1052-3:2007-06 Prüfverfahren für Mauerwerk – Teil 3: Bestimmung der Anfangsscherfestigkeit (Haftscher-festigkeit).

[3] DIN EN 1052-1:1998-12 Prüfverfahren für Mauerwerk – Teil 1: Bestimmung der Druckfestigkeit.

[4] DIN EN 1052-2:1999-10 Prüfverfahren für Mauerwerk – Teil 2: Bestimmung der Biegezugfestigkeit.

[5] DIN V 18580:2007-03 Mauermörtel mit besonderen Eigen-schaften.

[6] DIN EN 772-16:2011-07 Prüfverfahren für Mauersteine – Teil 16: Bestimmung der Maße.

[7] DIN EN 772-13:2000-09 Prüfverfahren für Mauersteine – Teil 13: Bestimmung der Netto- und Brutto-Trockenrohdichte von Mauersteinen (außer Natursteinen).

[8] DIN EN 772-20:2005-05 Prüfverfahren für Mauersteine – Teil 20: Bestimmung der Ebenheit von Mauersteinen.

[9] DIN EN 772-1:2011-07 Prüfverfahren für Mauersteine – Teil 1: Bestimmung der Druckfestigkeit.

[10] DIN EN 1015-6:2007-05 Prüfverfahren für Mörtel für Mauerwerk – Teil 6: Bestimmung der Rohdichte von Frisch-mörtel.

Aus der Lehre

Fernlehrgang zum „Energieberater TU Darmstadt“ und „Fachplaner TU Darmstadt“

Einen gelungenen Start in das neue Jahr hatten 14 Teilnehmer an Zertifikats-Fernlehrgängen, die die Ina Planungsge-sellschaft (ina) in Kooperation mit der Technischen Universität (TU) Darmstadt durchführt: Am 18. Januar legten neun Besucher des Zertifikats-Fernlehrgangs „Wohngebäude im Bestand“ ihre schrift-liche Abschlussprüfung erfolgreich in Südhessen ab. Sie dürfen sich ab sofort „Energieberater TU Darmstadt“ nennen. Als „Fachplaner TU Darmstadt“ haben sich fünf Teilnehmer des Zertifikats-Fern-lehrgangs „Vom Passiv- zum Plus-Energie-Haus im Neubau“ am 24. Januar qualifi-ziert. Mit den praxisnahen Weiterbildun-gen wird ein neues Geschäftsfeld – und das ohne Ausfallzeiten im Büro erschlos-sen.

Die energetischen Anforderungen an Gebäude und ihre technische Ausstat-tung wachsen stetig. Hierzu müssen alle am Bau Beteiligten immer auf dem neusten Stand sein. Im Mai 2014 tritt die neue Energieeinsparverordnung (EnEV) in Kraft. Sie weist den Weg zu den von

der Europäischen Union ab 2021 gefor-derten Niedrigstenergiehäusern. Sanie-rungen sollen nach und nach ein ver-gleichbares Niveau erzielen.

Zum Thema Plus-Energie-Häuser bie-tet die Planungsgesellschaft ina gemein-sam mit der TU Darmstadt die genann-ten praxisnahen Weiterbildungsgänge für Architekten, Ingenieure, Fachplaner, Handwerker und Techniker an.

Bisher haben insgesamt 331 Teilneh-mer die Abschlussprüfungen der Zertifi-kats-Fernlehrgänge zu Wohngebäuden, Nichtwohngebäuden sowie zu Passiv-, Null- und Plus-Energie-Häusern bestan-den. Die Inhalte sämtlicher Lehrgänge wurden von dem Team der Universität und ina erarbeitet, das auch die kontinu-ierliche fachliche Betreuung der Teilneh-mer übernimmt. Ziel der webbasierten Trainings ist, die am Bau Beteilungen für das Planen, Errichten und Sanieren energieeffizienter Gebäude zu qualifizie-ren. Dazu gehört auch die Vermittlung von gesetzlichen Grundlagen, wie die Anforderungen der EnEV, inter- diszipli-näre Herangehensweisen und anschau-liche Beispiele aus der Praxis eines Energieberaters. Einzige Präsenzveran-staltung der Kurse ist die jeweilige Ab-

schlussprüfung. Sie findet einmal pro Quartal statt.

Darüber hinaus eröffnet das erfolgrei-che Absolvieren der Online-Prüfung des Fortbildungslehrgangs „Auffrischung für Energieeffizienz-Experten“ Planern Mög-lichkeiten: Durch den Besuch der 16 Unterrichtseinheiten können sie weiter-hin als Energieeffizienz- Experten bei der Deutschen Energie-Agentur GmbH (dena) geführt werden. Absolventen, die Fortbildungen nach den alten Richtlinien zur „Vor-Ort-Beratung“ (vor 2012) ab-schlossen haben, können sich mit dem Kurs nachschulen und sich so erstmalig in die Liste der dena eintragen lassen. Die Anmeldung und die Teilnahme an den Lehrgängen sind jederzeit möglich.

Nähere Informationen und kostenfreie Demo-Versionen unter:http://www.energieberater-ausbildung.de

Weitere Auskünfte: Bettina Gehbauer-Schumacher, Smart Skript – Fachkommunikation für Architektur und Energie, Donaustraße 7, 64347 Griesheim, Tel.: 06155/667708, [email protected]



Fachthemen

DOI: 10.1002/dama.201400606

Bei der Druckfestigkeitsprüfung von Mauersteinen ist die Höhe des Prüfwertes von verschiedenen Faktoren abhängig. So kann u. a. die während der Druckbelastung hervorgerufene Querdeh-nungsbehinderung den Prüfwert der Druckfestigkeit deutlich beeinflussen. Wie groß dieser Einfluss ist, hängt im Wesentlichen von der Schlankheit der Mauersteine ab. Mit abnehmender Schlankheit vergrößert sich der Prüfwert der Druckfestigkeit durch den Einfluss der Querdehnungsbehinderung. Bei gleichem Mauersteinmaterial ergeben sich somit für Mauersteine mit ge-ringer Schlankheit deutlich höhere Druckfestigkeitswerte als für Mauersteine mit größerer Schlankheit. Als weitere Einflussfakto-ren können der Feuchtegehalt und das Größenformat der Prüf-körper genannt werden. Ziel einer am Institut für Bauforschung (ibac) der RWTH Aachen University durchgeführten Forschungs-arbeit war die voneinander losgelöste Herleitung von differenzier-ten Formfaktoren für die zuvor genannten Einflussfaktoren. Unter-sucht wurden Prüfkörper mit unterschiedlichen Schlankheiten, Feuchtegehalten und Formaten, die aus Porenbeton-Planelemen-ten der Festigkeitsklassen 2 und 6 sowie Kalksandstein-Planele-menten der Festigkeitsklasse 20 entnommen wurden. Die Ergeb-nisse dieser Untersuchungen werden im vorliegenden Artikel vorgestellt.

Shape factors for masonry units. In compressive tests on ma-sonry units, the height of the test value depends on different fac-tors. Among others, the effect of platen restraint occurring dur-ing compression may exert a significant influence on the test value of the compressive strength. The extent of this influence mainly depends on the slenderness of the masonry units. The test value of the compressive strength increases with decreas-ing slenderness due to the influence exerted by the effect of platen restraint. Thus, when the masonry units are made of the same material, masonry units with a low slenderness yield sig-nificantly higher compressive strength values than masonry units with a high slenderness. Further influencing factors are the moisture content and the dimensions of the test specimens. It was the aim of a research project conducted at the Institute of Building Materials research (ibac) of RWTH Aachen University to separately derive defined shape factors for the previously mentioned influencing factors. Test specimens with different ra-tios of slenderness, moisture contents and dimensions which were taken from autoclaved aerated concrete high precision el-ements of strength classes 2 and 6 as well as from calcium sili-cate high precision elements of strength class 20 were exam-ined. The results of these investigations are presented in the present paper.

1 Einleitung

Die Druckfestigkeit von Mauersteinen ist von verschiede-nen Einflussfaktoren abhängig. Bei der einaxialen Druck-festigkeitsprüfung von Mauersteinen tritt in Richtung der Belastung eine Stauchung und rechtwinklig dazu eine Dehnung des Prüfkörpers auf. Die in Richtung der unbe-lasteten Achsen entstehende Querdehnung wird im Be-reich der Kontaktflächen von Prüfkörper und Prüfma-schine durch die im Vergleich zum Mauerstein steifen, aus Stahl bestehenden Druckplatten behindert. Hierdurch wird der Prüfwert der Druckfestigkeit beeinflusst, was zu einer Überschätzung der Steindruckfestigkeit führen kann. Wie groß dieser Einfluss ist, hängt von den Steifigkeitsver-hältnissen zwischen Mauerstein und Druckplatten und der Endflächenreibung zwischen Druckplatten und Prüfkör-per, im Wesentlichen jedoch von der Schlankheit der Mau-ersteine ab. Mit abnehmender Schlankheit vergrößert sich der Prüfwert der Druckfestigkeit durch den Einfluss der Querdehnungsbehinderung. Bei gleichem Mauersteinma-terial ergibt sich somit für Mauersteine mit niedriger Schlankheit ein deutlich höherer Prüfwert der Druckfestig-keit als für Mauersteine mit größerer Schlankheit. Dieser Einfluss ist aus Untersuchungen an Betonprüfkörpern be-reits bekannt, s. z. B. [1] bis [3]. Im Mauerwerk wirkt sich der Einfluss der Querdehnungsbehinderung von Mauer-steinen allerdings praktisch nicht aus. Wie durch Untersu-chungen an Mauerwerk aus Kalksandsteinen mit unter-schiedlicher Höhe aber gleicher Materialfestigkeit gezeigt werden konnte, ist die Mauerwerkdruckfestigkeit nahezu unabhängig von den Mauersteinmaßen [4]. Daher muss der Einfluss der Prüfkörperschlankheit auf den Prüfwert der Steindruckfestigkeit berücksichtigt werden. Dies ge-schieht durch Umrechnung der Prüfwerte der Steindruck-festigkeit auf die Druckfestigkeit eines Bezugsformates unter Ansatz sogenannter Formfaktoren. Dadurch ergibt sich bei zutreffender Abschätzung der Formfaktoren ein von der Prüfkörperschlankheit unabhängiger Wert für die Druckfestigkeit der Mauersteine.

Als weitere Einflussfaktoren können der Feuchtege-halt und das Größenformat der Prüfkörper genannt wer-den. Es ist hinlänglich bekannt, dass die Druckfestigkeit von mineralischen Baustoffen mit steigendem Feuchtege-halt abnimmt. Der Einfluss des Feuchtegehalts auf die Druckfestigkeit von Zementsteinen wurde umfassend in

Formfaktoren für Mauersteine

Wolfgang BrameshuberMarkus Graubohm


W. Brameshuber/M. Graubohm · Formfaktoren für Mauersteine


[5] und [6] beschrieben. In [7] wurden Untersuchungen über den Einfluss des Feuchtigkeitszustands auf die Festigkeits-eigenschaften von Beton durchgeführt. Der Einfluss der Prüf-körperfeuchtigkeit auf die Druckfestigkeit von Kalksandstei-nen wurde in [8] untersucht. Auch hier war mit zunehmen-dem Feuchtegehalt grundsätzlich eine Abnahme der Druckfestigkeit zu beobachten. In [9] und [10] wurden alle zum damaligen Zeitpunkt verfügbaren Ergebnisse von Un-tersuchungen zum Einfluss des Feuchtegehalts von Mauer-steinen auf deren Druckfestigkeit erfasst und ausgewertet sowie eigene Versuche durchgeführt. Da der unterschiedliche Feuchtezustand von Mauersteinen bei deren Prüfung und beim Vermauern die Druckfestigkeit beeinflusst, muss auch dies durch Umrechnung auf eine Bezugsfeuchte berück-sichtigt werden. Insbesondere bei Mauersteinen aus Poren-beton ist die Berücksichtigung der Steinfeuchte notwendig, da diese herstellungsbedingt einen sehr hohen Feuchtegehalt aufweisen. Die Änderung der Steindruckfestigkeit in Abhän-gigkeit des Feuchtegehalts lässt sich durch einen Feuchtekor-rekturfaktor beschreiben, der als Verhältniswert der Druck-festigkeit bei unterschiedlichen Feuchtegehalten zur Druck-festigkeit bei einem Bezugsfeuchtezustand definiert ist.

Neben der Schlankheit und dem Feuchtegehalt hat auch das Größenformat der Mauersteine einen Einfluss auf den Prüfwert der Druckfestigkeit. Unter diesem Größen-einfluss versteht man die unterschiedlichen Prüfwerte der Druckfestigkeit bei für alle Maßrichtungen gleichen Seiten-verhältnissen jedoch unterschiedlicher Kantenlänge. Dieser Größeneinfluss ist vom Beton her bekannt und bewirkt, dass die Druckfestigkeit von Würfelprüfkörpern mit zunehmen-der Kantenlänge abnimmt. Als Ursache dafür gilt die höhere Wahrscheinlichkeit, dass die Anzahl von Schwachstellen im Material mit zunehmender Prüfkörpergröße zunimmt. Weitere mögliche Einflüsse sind Erhärtungsbedingungen und ggf. auch die Karbonatisierung, s. [6]. Eine Übertragbar-keit auf Mauersteine wurde bis jetzt nicht weiter untersucht.

Ziel einer am Institut für Bauforschung der RWTH Aachen University durchgeführten Forschungsarbeit war, die voneinander losgelöste Herleitung von differenzierten Formfaktoren bei Vollsteinen für die zuvor genannten Ein-flussfaktoren. Untersucht wurden Prüfkörper mit unter-schiedlichen Schlankheiten, Feuchtegehalten und Formaten, die aus Porenbeton-Planelementen der Festigkeitsklassen 2 und 6 sowie Kalksandstein-Planelementen der Festig-keitsklasse 20 entnommen wurden.

2 Formfaktoren in der Normung2.1 Deutsche Formfaktoren

Die Berücksichtigung von Formfaktoren bei der Druckfes-tigkeitsprüfung von Mauersteinen ist dann erforderlich, wenn sich die Formate der Mauersteine deutlich voneinan-der unterscheiden. In der Vergangenheit war der Mauer-werkbau von eher kleinformatigen Mauersteinen (DF, NF, 2DF, 3DF) geprägt. Auch damals war bereits bekannt, dass bei ansonsten gleichen Verhältnissen schlanke Mauer-steine niedrigere Festigkeitswerte in der Druckprüfung er-reichen als gedrungene Formate. Dieser Einfluss wurde sowohl bei Mauerziegeln als auch bei Kalksandsteinen insofern berücksichtigt, als dass die Druckprüfung bei nor-mal- und dünnformatigen Vollsteinen (NF, DF) an gegen-läufig aufeinandergemauerten Steinhälften und bei größe-

ren Formaten an ganzen Mauersteinen erfolgte. Darüber hinaus war es damals nicht nötig, Formfaktoren einzufüh-ren. Im Laufe der Jahrzehnte verloren kleinformatige Mau-ersteine als tragendes Mauerwerk immer mehr an Bedeu-tung. Mit der zunehmenden Vielfalt der Steinformate und vor allem auch durch die Vergrößerung der Steinhöhe wurde eine differenziertere Berücksichtigung des Einflus-ses der Steinformate bei der Druckfestigkeitsprüfung erfor-derlich. In Deutschland wurden deshalb in den 1980er Jahren umfassende Untersuchungen zur Herleitung von Formfaktoren an verschiedenen handelsüblichen Mauer-steinarten durchgeführt [4], [11] bis [16]. Die Ergebnisse dieser Untersuchungen wurden seinerzeit im Arbeitsaus-schuss „Mauerwerk“ des Normenausschusses Bauwesen diskutiert, beurteilt und daraufhin Vorschläge für Formfak-toren für die einzelnen Steinarten erarbeitet.

Bezugsformat bei den deutschen Formfaktoren ist das Steinformat 2DF. Der Einfachheit halber wurden die deut-schen Formfaktoren nur in Abhängigkeit der Steinhöhe einheitlich für alle Mauersteinarten festgelegt (Tabelle 1). Die Werte für die Formfaktoren betragen zwischen 1,0 und 1,2 und sind in den jeweiligen Mauersteinnormen angege-ben. Für die Steinfestigkeitsklasse 2 ist einheitlich ein Form-faktor von 1,0 anzusetzen, da für Mauersteine dieser Fe-stigkeitsklasse Formfaktoren nicht sicher nachgewiesen werden konnten. Dies ist damit zu erklären, dass der Ein-fluss der Querdehnungsbehinderung mit abnehmender Steifigkeit des Steinmaterials kleiner wird [17], [18].

Die Druckfestigkeit βD,st des Bezugsformates 2DF er-gibt sich durch Multiplikation des Prüfwertes der Stein-druckfestigkeit mit dem Formfaktor nach Gl. (1):

βD,st = fDIN × βPR (1)

mitβD,st SteindruckfestigkeitfDIN Formfaktor nach deutschen NormenβPR Prüfwert der Steindruckfestigkeit

2.2 Europäische Formfaktoren

Im Rahmen der Erarbeitung des Eurocode 6 wurden für die entsprechende europäische Prüfnorm zur Bestimmung der Druckfestigkeit (DIN EN 772-1) ebenfalls Formfakto-ren (δEN) für Mauersteine hergeleitet, die – abweichend von den deutschen Festlegungen – auf einen „Steinwürfel“ mit der Kantenlänge von 100 mm bezogen sind und von der Steinhöhe und dem Kleinstwert von Steinlänge oder -breite abhängen (Tabelle 2).

Die Druckfestigkeit βD,st des Bezugsformates (Würfel mit einer Kantenlänge 100 mm) ergibt sich durch Multipli-

Tabelle 1. Deutsche Formfaktoren für MauersteineTable 1. German shape factors for masonry units

Steindruckfestigkeits-klasse

Steinhöhe (Nennmaß in mm)

Formfaktor f

2 alle Höhen 1,0

> 2

< 175 1,0

≥ 175 < 238 1,1

≥ 238 1,2




kation des Prüfwertes der Steindruckfestigkeit mit dem Formfaktor nach Gl. (2):

βD,st = δEN × βPR (2)

mitβD,st SteindruckfestigkeitδEN Formfaktor nach europäischer Norm DIN EN 772-1βPR Prüfwert der Steindruckfestigkeit

Werden die Formfaktoren aus Tabelle 2 in Abhängigkeit von der Schlankheit (Quotient aus Steinhöhe und Kleinst-wert von Steinlänge und Steinbreite) für verschiedene Mindestwerte von Steinlänge und Steinbreite aufgetragen, so ergeben sich die in Bild 1 dargestellten Zusammenhänge für den Formfaktor δEN. Ab einer Steinhöhe h ≥ 250 mm werden konstante und damit von der Steinhöhe bzw. auch von der Schlankheit unabhängige Werte für die Formfak-toren angesetzt. Diese Werte sind in Bild 1 strichliert einge-zeichnet.

Wie in Bild 1 dargestellt, ist der Bereich der europäi-schen Formfaktoren mit 0,70 bis 1,55 sehr groß. Vor allem bei sehr schlanken Planelementen ergeben sich bei Ansatz der europäischen Formfaktoren hohe Steindruckfestigkei-ten, die unter Bezug auf Erkenntnisse aus Untersuchungen an Beton [1] nicht nachvollziehbar sind. Auch eigene Un-tersuchungen [17] haben gezeigt, dass die europäischen Formfaktoren bis auf wenige Ausnahmen deutlich höher sind als die aus den experimentellen Untersuchungen er-mittelten. Dies betrifft vor allem den Schlankheitsbereich um λ = 1 und den Bereich höherer Schlankheiten ab λ ≥ 3.

3 Experimentelle Untersuchungen3.1 Allgemeines

Ergänzend zu [17] wurden am ibac weitere Druckversuche unter Berücksichtigung verschiedener Einflüsse wie z. B. Prüfkörpergröße, Schlankheit, Feuchtegehalt und Festig-keit durchgeführt.

3.2 Versuchsprogramm

Untersucht wurden Prüfkörper mit unterschiedlichen For-maten (Kantenlänge 40 mm, 100 mm, 200 mm), Schlank-heiten (λ = 0,7, 1,0, 2,0, 3,0) und Feuchtegehalten (2 M.-%, 6 M.-%, wassersatt), die aus den nachfolgend aufgeführten großformatigen Porenbeton-Planelementen der Festigkeits-klassen 2 und 6 sowie Kalksandstein-Planelementen der Festigkeitsklasse 20 entnommen wurden: – PPE 2 – 0,4 – 625 × 300 × 625 – PPE 6 – 0,65 – 625 × 300 × 625 – KS 20 – 1,8 – 998 × 300 × 625

Eine Übersicht über das Versuchsprogramm enthält Ta-belle 3.

Tabelle 2. Europäische Formfaktoren δEN für MauersteineTable 2. European shape factors for masonry units

Steinhöhe kleinerer Wert von Steinlänge oder Steinbreite

50 100 150 200 ≥ 250

mm

40 0,80 0,70 – – –

50 0,85 0,75 0,70 – –

65 0,95 0,85 0,75 0,70 0,65

100 1,15 1,00 0,90 0,80 0,75

150 1,30 1,20 1,10 1,00 0,95

200 1,45 1,35 1,25 1,15 1,10

≥ 250 1,55 1,45 1,35 1,25 1,15

Bild 1. Europäische Formfaktoren δEN für MauersteineFig. 1. European shape factors for masonry units

Tabelle 3. VersuchsmatrixTable 3. Test program

SteinartMaße Schlankheit λ = h/min(l, b)

hml, b 0,7 1,0 2,0 3,0

– mm – M.-%

PP2

40

× × × × 6

–×

– –2

× 100

100

× × × × 6

–×

– –2

× 100

200

× × × × 6

–×

– –2

× 100

PP6

40

× × × × 6

–×

– –2

× 100

100

× × × × 6

–×

– –2

× 100

200

× × × × 6

–×

– –2

× 100

KS20

40

× × × × 6

–×

– –2

× 100

100

× × × × 6

–×

– –2

× 100

200

× × × × 6

–×

– –2

× 100




3.3 Prüfkörperentnahme und -vorbereitung3.3.1 Prüfkörper aus Porenbeton-Planelementen

Die Entnahme der Prüfkörper aus den Porenbeton-Plan-elementen erfolgte durch Trockensägen. Da auch die Be-schaffenheit der Druckfläche den Prüfwert der Druckfestig-keit wesentlich beeinflusst, wurde bei der Prüfkörpervor-bereitung großer Wert darauf gelegt, dass die zu belastenden Flächen des Prüfkörpers eben und planparallel zueinander sind. Aus diesem Grund wurden nach der Entnahme zu-nächst die Druckflächen der Prüfkörper so lange durch Ab-schleifen bearbeitet, bis die Anforderungen an die Ebenheit (DIN EN 772-20) und die Planparallelität (DIN EN 772-16) bei allen Prüfkörpern erfüllt waren. Zusätzlich wurden die Maße und die Masse der entnommenen Prüfkörper be-stimmt. Anschließend erfolgte die Trocknung der Prüfkör-per in einem Wärmeschrank bei einer Temperatur von max. 55 °C bis zum Erreichen der Massekonstanz nach DIN EN 772-13. Anschließend wurden die Prüfkörper auf den je-weiligen Feuchtegehalt (2 M.-%, 6 M.-% und wassergesät-tigter Zustand) eingestellt und luftdicht verpackt. Die Prüf-körper, die im wassergesättigten Zustand geprüft werden sollten, wurden mindestens eine Woche unter Wasser gela-gert, ca. 24 h vor der Prüfung aus dem Wasser entnommen und ebenfalls in Folien luftdicht verpackt.

Zum Zeitpunkt der Druckprüfung sollte die Feuchte möglichst gleichmäßig über den Prüfkörperquerschnitt ver-teilt sein, um inhomogene Festigkeitseigenschaften aufgrund von Feuchteunterschieden zwischen Rand- und Kernbe-reich auszuschließen. Aus diesem Grund wurde vor der oben beschriebenen Konditionierung in einem Vorversuch zunächst die minimale Lagerungszeit bestimmt, die erfor-derlich ist, um von einer gleichmäßigen Feuchteverteilung im Prüfkörper ausgehen zu können. Hierzu wurde ein Wür-fel mit einer Kantenlänge von 100 mm aus einem Planele-ment der Festigkeitsklasse 6 entnommen und in einem Wärmeschrank bis zum Erreichen der Massekonstanz ge-trocknet. Der Porenbeton-Würfel wurde anschließend auf einen Feuchtegehalt von 6 M.-% eingestellt und luftdicht in Folie verpackt. Nach 18 Tagen wurde er aus der Folie ent-nommen und durch Trockensägen in fünf gleichgroße Pris-men (S1 bis S5) zerschnitten und deren Masse bestimmt. Wie in Tabelle 4 dargestellt, ergaben sich nur sehr geringe Unterschiede zwischen den Rohdichten der einzelnen Pris-men (s. Tabelle 4). Es konnte demzufolge davon ausgegan-gen werden, dass sich nach ca. 18 Tagen luftdichter Verpa-ckung bei den Würfeln mit 100 mm Kantenlänge ein gleich-

mäßiger Feuchtezustand über den Querschnitt einstellt. Um bei den Würfeln mit einer Kantenlänge von 200 mm ähnliche Bedingungen sicherstellen zu können, wurde für diese Prüfkörper eine Lagerungsdauer von mindestens vier Wochen festgelegt.

3.3.2 Prüfkörper aus Kalksandstein-Planelementen

Die Prüfkörper aus den großformatigen Kalksandstein-Planelementen wurden bei einer Steinmetz- und Steinbild-hauerei unter Beaufsichtigung eines ibac-Mitarbeiters ent-nommen. Die Prüfflächen wurden nicht abgeschliffen, da die ausgesägten Prüfkörper die Anforderungen nach DIN EN 772-20 und DIN EN 772-16 erfüllt haben. Die weitere Prüfkörpervorbereitung erfolgte analog zu Abschnitt 3.3.1. Die erforderliche Lagerungsdauer zur Sicherstellung einer gleichmäßigen Feuchteverteilung wurde für die Kalksand-stein-Prüfkörper auf vier Wochen festgelegt.

3.4 Versuchsdurchführung

Nach der Oberflächenbehandlung und der Konditionie-rung wurde die Druckfestigkeit der Prüfkörper in Anleh-nung an DIN EN 772-1 geprüft. Die Belastungsgeschwin-digkeit bei der Druckfestigkeitsprüfung wurde so gewählt, dass die erwarteten Höchstlasten nach ca. 60 s erreicht wurden. Die Versuchsergebnisse sind in den Tabellen 5 bis 13 zusammengefasst.

3.5 Versuchsauswertung3.5.1 Allgemeines

Zur Beschreibung des Schlankheitseinflusses wurde der Faktor fλ herangezogen, s. Gl. (3). Dieser bezieht die Druckfestigkeit eines Prüfkörpers auf die Druckfestigkeit eines Würfels mit gleicher Grundfläche:

f PR,1,0

PR

=β

βλ (3)

mitβPR Prüfwert der SteindruckfestigkeitβPR,1,0 Druckfestigkeit eines Würfels mit gleicher Grund-

fläche und 6 M.-% Feuchtegehalt

Somit kann der Formfaktor fλ losgelöst vom Einfluss des Größenformats betrachtet werden, da die Prüfkörper einer Vergleichsserie (40 × 40 mm², 100 × 100 mm² und 200 × 200 mm² Grundfläche) jeweils im selben Größenverhältnis zueinander stehen.

Unter Bezug auf die Versuchswerte wurden Regressi-onsrechnungen für die Beschreibung des Zusammenhangs zwischen dem Formfaktor fλ und der Prüfkörperschlank-heit λ durchgeführt. Die Koeffizienten des in Gl. (4) ver-wendeten Ansatzes aus [17] wurden durch Minimierung der Fehlerquadratsumme bestimmt.

f(λ) = a × λb (4)

mita, b Koeffizienten aus Regressionsrechnungλ Schlankheit des Prüfkörpers

Tabelle 4. FeuchteverteilungTable 4. Moisture distribution

Prüfkörperl w h m ρ

[mm] [g] [kg/dm³]

1 99,2 100,2 19,1 121,74 0,64

2 99,6 100,2 19,0 121,80 0,64

3 99,6 100,3 19,4 124,23 0,64

4 99,5 100,4 18,9 121,28 0,64

5 99,3 100,4 18,2 115,76 0,64

MW 99,4 100,3 18,9 120,96 0,64




Gleichung (4) wurde zur Beschreibung des Formfaktors für die Druckfestigkeit von Zylindern mit Schlankheiten ≤ 2 bei Betonprüfkörpern verwendet. Es ist zu beachten, dass dieser Ansatz für hohe Schlankheiten keinen End-wert erreicht.

Als weiterer Ansatz diente Gl. (5), die für hohe Schlank-heiten einen Grenzwert anstrebt:

f(λ) = a × (1 – e–bxλc) (5)

mita, b, c Koeffizienten aus Regressionsrechnungλ Schlankheit des Prüfkörpers

Zur Beschreibung des Einflusses der Prüfkörperfeuchte wurde der Faktor fW betrachtet, s. Gl. (6). Dieser bezieht die Druckfestigkeit eines Prüfkörpers auf die Druckfestigkeit eines Würfels mit gleicher Grundfläche und einem Feuch-tegehalt von 6 M.-%:

fwPR,1,0/6

PR

=β

β

(6)

mitβPR Prüfwert der SteindruckfestigkeitβPR,1,0/6 Druckfestigkeit eines Würfels mit gleicher Grund-

fläche und 6 M.-% Feuchtegehalt

Für die Regressionsrechnungen zur Beschreibung des Zu-sammenhangs zwischen dem Formfaktor fw und dem Feuch-tegehalt hm wurde in Anlehnung an [10] folgende Gl. (7) gewählt:

f(hm) = a + b × ln(hm) (7)

mita, b, c Koeffizienten aus Regressionsrechnunghm Feuchtegehalt der Prüfkörper in M.-%

Der Formfaktor zur Beschreibung des Formateinflusses fG wird in Gl. (8) beschrieben:

fGPR,100

PR

=β

β

(8)

mitβPR Prüfwert der SteindruckfestigkeitβPR,100 Druckfestigkeit eines Würfels mit der Kantenlänge

100 mm und 6 M.-% Feuchtegehalt

Durch die zuvor dargestellten Formfaktoren kann für einen beliebigen Probekörper die äquivalente Druckfestig-keit für das Bezugsformat, einem Würfel mit 100 mm Kan-tenlänge und 6 M.-% Feuchtegehalt, mit Gl. (9) bestimmt werden:

βPR,1,0 = (fG × fW × fλ) × βPR (9)

mitfG Formfaktor Größenformatfw Formfaktor Feuchtegehaltfλ Formfaktor Schlankheit

3.5.2 Porenbeton, Festigkeitsklasse 2

Die an den Prüfkörpern aus PPE 2 bestimmten Druckfes-tigkeitswerte sind als Balkendiagramm in Bild 2 zusammen-gefasst.

Eine Übersicht der Ergebnisse der Untersuchungen an Porenbetonprüfkörpern der Festigkeitsklasse 2 ist in den Tabellen 5 bis 7 getrennt nach den zu untersuchenden Ein-flussgrößen Schlankheit, Feuchtegehalt und Größenformat aufgeführt. Auf eine Darstellung der Einzelwerte der jewei-ligen Versuchsserien wird aus Gründen der Übersichtlich-keit verzichtet.

Einflussgröße SchlankheitFür Porenbeton der Festigkeitsklasse 2 zeigen die Versuchs-ergebnisse keinen maßgebenden Einfluss auf einen Form-faktor für die untersuchten Schlankheiten (Bild 3 und Ta-belle 5).

Einflussgröße FeuchtegehaltEin Einfluss des Feuchtegehalts auf den Prüfwert der Druck-festigkeit ist nicht bei allen Versuchsserien erkennbar, s. Bild 4 und Tabelle 6). Für die Versuchsserien mit einer Kan-tenlänge von 40 mm bzw. 100 mm ergibt sich bei einem

Bild 2. Ergebnisse von Druckversuchen an Prüfkörpern aus PPE 2Fig. 2. Results of compressive strength tests on AAC-speci-mens (strength class 2)

Bild 3. Ergebnisse von Druckversuchen an Prüfkörpern aus PPE 2, Formfaktor fλ in Abhängigkeit von der Schlankheit λFig. 3. Results of compressive strength tests on AAC-speci-mens (strength class 2), shape factor fλ depending on the slenderness λ




Feuchtegehalt hm = 2 M.-% ein Formfaktor fw = 0,95 (40 mm) bzw. fw = 0,94 (100 mm) und bei Wassersättigung ein Formfaktor fw = 1,09 (40 mm) bzw. 1,13 (100 mm). Die Versuchs ergebnisse der Würfel mit 200 mm Kantenlänge weichen mit einem Formfaktor von fw = 1,0 für 2 M.-% und fw = 0,96 für Wassersättigung deutlich ab und sind nicht plausibel, da sie dem zu erwartenden Zusammenhang (ge-ringere Druckfestigkeit mit zunehmender Feuchte) wider-sprechen.

Unter Bezug auf die Ergebnisse der Versuchsserien mit Würfeln der Kantenlänge 40 mm bzw. 100 mm wurden Regressionsrechnungen für die Beschreibung des Zusam-menhangs zwischen dem Formfaktor fw und dem Feuchte-gehalt hm durchgeführt. Die Auswertung der Datenbasis erfolgte über die Mittelwerte der Versuchsserien. Die Koef-fizienten des verwendeten Ansatzes aus Gl. (7) wurden durch Minimierung der Fehlerquadratsumme bestimmt.

Tabelle 5. Ergebnisse von Druckversuchen an Prüfkörpern aus PPE 2, Einflussfaktor SchlankheitTable 5. Results of compressive strength tests on AAC-specimens (strength class 2), Influencing factor slenderness

Seriel b h λ hm

βPRVarK2) fλ δEN

MW1) min max

[mm] [–] [M-%] [N/mm²] [%] [–]

SFK2-0,7-40 40,8 40,9 26,6 0,7 6,0 3,0 2,8 3,3 6,0 0,96 –

SFK2-1,0-40 40,2 40,7 39,3 1,0 6,0 2,9 2,6 3,1 7,2 1,00 –

SFK2-2,0-40 40,7 40,8 78,6 1,9 6,0 2,9 2,8 3,1 3,7 1,01 –

SFK2-3,0-40 40,7 40,8 117,9 2,9 6,0 2,9 2,8 3,1 4,4 1,00 –

SFK2-0,7-100 100,4 100,7 67,4 0,7 6,0 2,7 2,3 3,1 10,6 1,02 0,87

SFK2-1,0-100 100,7 100,6 97,4 1,0 6,0 2,8 2,3 3,0 9,8 1,00 1,00

SFK2-2,0-100 100,8 100,8 197,5 2,0 6,1 2,1 1,9 2,3 8,3 1,34 1,35

SFK2-3,0-100 101,3 101,2 299,6 3,0 6,0 1,9 1,7 2,1 8,3 1,42 1,45

SFK2-0,7-200 200,3 199,9 138,8 0,7 6,0 2,5 2,4 2,6 3,8 0,87 0,96

SFK2-1,0-200 200,5 199,1 196,2 1,0 6,0 2,2 1,8 2,3 9,8 1,00 1,15

SFK2-2,0-200 200,8 199,8 376,1 1,9 6,0 2,3 2,2 2,4 3,8 0,96 1,25

SFK2-3,0-200 201,0 201,1 580,8 2,9 6,0 2,2 2,0 2,4 6,4 1,01 1,25

1) Mittelwert einer Versuchsserie, bestehend aus jeweils 6 Einzelwerten2) Variationskoeffizient

Tabelle 6. Ergebnisse von Druckversuchen an Prüfkörpern aus PPE 2, Einflussfaktor FeuchtegehaltTable 6. Results of compressive strength tests on AAC-specimens (strength class 2), influencing factor moisture content

Seriel b h λ hm

βPRVarK2) fW

MW1) min max

[mm] [–] [M-%] [N/mm²] [%] [–]

SFK2-1,0-40-2% 40,7 40,6 39,2 1,0 2,0 3,0 2,7 3,1 6,4 0,95

SFK2-1,0-40-6% 40,4 40,7 39,7 1,0 6,1 2,8 2,5 3,2 8,0 1,00

SFK2-1,0-40-100% 40,7 40,7 39,1 1,0 76,5 2,6 2,2 2,9 9,8 1,09

SFK2-1,0-100-2% 100,6 101,1 97,5 1,0 2,1 3,0 2,8 3,4 8,2 0,94

SFK2-1,0-100-6% 100,6 100,8 97,5 1,0 6,0 2,9 2,6 3,1 6,2 1,00

SFK2-1,0-100-100% 100,5 100,5 98,1 1,0 75,6 2,5 2,3 2,8 6,3 1,13

SFK2-1,0-200-2% 200,3 200,8 197,9 1,0 2,0 2,5 2,3 2,6 4,0 1,00

SFK2-1,0-200-6% 199,2 201,0 197,7 1,0 5,9 2,5 2,2 2,8 7,0 1,00

SFK2-1,0-200-100% 200,2 201,2 197,9 1,0 77,6 2,6 2,5 2,7 4,3 0,96


Bild 4. Ergebnisse von Druckversuchen an Prüfkörpern aus PPE 2, Formfaktor fw in Abhängigkeit vom Feuchtegehalt hmFig. 4. Results of compressive strength tests on AAC-speci-mens (strength class 2), shape factor fw depending on the moisture content hm




Einflussgröße SchlankheitBei den Versuchsserien mit der Kantenlänge 40 mm ist der Einfluss der Prüfkörperschlankheit auf den Prüfwert der Druckfestigkeit nicht erkennbar. Der Formfaktor beträgt bei der Schlankheit λ = 0,7 fλ = 1,08, bei λ = 2,0 fλ = 1,00 und bei λ = 3,0 fλ = 1,03. Bei den Versuchsserien mit Kan-tenlängen von 100 mm bzw. 200 mm lassen sich dagegen Formfaktoren für Prüfkörperschlankheiten λ > 1 ableiten. Der Formfaktor ergibt sich bei λ = 2,0 zu fλ = 1,15 (Kanten-länge 100 mm) bzw. fλ = 1,11 (Kantenlänge 200 mm) und bei λ = 3,0 zu fλ = 1,26 (Kantenlänge 100 mm) bzw. fλ = 1,22 (Kantenlänge 200 mm). Vergleicht man die Ergebnisse mit Werten aus der Literatur, so wäre zu erwarten gewesen, dass der Formfaktor ab einer Schlankheit von etwa λ = 2,0 konstant bleibt. Dies ist hier nicht zu erkennen und steht im Widerspruch zu den bisherigen Ergebnissen der theore-tischen und experimentellen Untersuchungen in [17]. Da der Formfaktor nicht konvergiert, wurde für die Regres-sion der Ansatz nach Gl. (4) gewählt. Dabei wurden nur die Prüfserien mit den Kantenlängen 100 mm und 200 mm berücksichtigt.

Die Ergebnisse der Untersuchungen zum Einfluss der Schlankheit auf die Druckfestigkeit von Porenbetonprüf-körpern der Festigkeitsklasse 6 sind in Bild 6 und in Ta-belle 8 dargestellt.

Einflussgröße FeuchtegehaltBei allen Versuchsserien ist ein Einfluss des Feuchtegehalts der Prüfkörper auf den Prüfwert der Druckfestigkeit deutlich

Der Zusammenhang lässt sich bei Ausschluss der Ver-suchsserien mit Würfeln der Kantenlänge 200 mm sehr gut mit der in Bild 4 dargestellten Regressionsgleichung be-schreiben.

Einflussgröße GrößenformatEs ergeben sich Formfaktoren für einen Würfel mit 40 mm Kantenlänge von fG = 1,04 und für einen Würfel mit 200 mm Kantenlänge von fG = 1,22. Der ermittelte Formfaktor für einen Würfel mit der Kantenlänge 40 mm ist allerdings nicht plausibel. Hier wäre zu erwarten gewesen, dass sich ein Formfaktor < 1,0 ergibt.

Die Ergebnisse der Untersuchungen zum Einfluss des Größenformats auf die Druckfestigkeit von Porenbeton-prüfkörpern der Festigkeitsklasse 2 sind in Tabelle 7 zu-sammengefasst.

3.5.3 Porenbeton, Festigkeitsklasse 6

Eine Übersicht über sämtliche an den Prüfkörpern aus PPE 6 bestimmten Druckfestigkeitswerte ist in Bild 5 dar-gestellt.

Die Ergebnisse der Untersuchungen an Porenbeton-prüfkörpern der Festigkeitsklass 6 sind zusätzlich, getrennt nach den zu untersuchenden Einflussgrößen Schlankheit, Feuchtegehalt und Größenformat, in den Tabellen 8 bis 10 zusammengefasst. Auf eine Darstellung der Einzelwerte der jeweiligen Versuchsserien wird aus Gründen der Über-sichtlichkeit verzichtet.

Tabelle 7. Ergebnisse von Druckversuchen an Prüfkörpern aus PPE 2, Einflussfaktor GrößenformatTable 7. Results of compressive strength tests on AAC-specimens (strength class 2), influencing factor dimensions

Seriel b h λ hm

βPRVarK2) fG δEN

MW1) min max

[mm] [–] [M-%] [N/mm²] [%] [–]

SFK2-1,0-40 40,7 40,5 39,2 1,0 6,0 2,8 2,6 3,0 6,0 1,04 0,80

SFK2-1,0-100 100,5 101,1 96,6 1,0 6,0 2,9 2,5 3,2 9,2 1,00 1,00

SFK2-1,0-200 200,1 200,7 197,5 1,0 6,0 2,4 2,3 2,7 6,5 1,22 1,15


Bild 5. Ergebnisse von Druckversuchen an Prüfkörpern aus PPE 6Fig. 5. Results of compressive strength tests on AAC-speci-mens (strength class 6)

Bild 6. Ergebnisse von Druckversuchen an Prüfkörpern aus PPE 6, Formfaktor fλ in Abhängigkeit von der Schlankheit λFig. 6. Results of compressive strength tests on AAC-speci-mens (strength class 6), shape factor fλ depending on the slenderness λ




erkennbar, s. Bild 7. Bei einem Feuchtegehalt hm = 2 M.-% beträgt der Formfaktor fw = 0,94 (Kantenlänge 40 mm) bzw. fλ = 0,97 (Kantenlänge 100 und 200 mm). Die Versuchsse-rien, bei denen die Druckfestigkeit an wassergesättigten Pro-ben bestimmt wurde, ergaben sich Werte zwischen fw = 1,01 (Kantenlänge 200 mm) und fw = 1,08 (Kantenlänge 40 mm). Die Formfaktoren bei den Versuchsserien mit den Kanten-längen 40 mm und 100 mm stimmen für die jeweiligen Prüf-feuchten nahezu überein. Die Ergebnisse der Versuchsserie mit der Kantenlänge 200 mm weichen geringfügig hiervon ab. Insgesamt werden aber die Ergebnisse der Untersuchun-gen zum Einfluss des Feuchtegehalts auf die Druckfestigkeit von Porenbetonprüfkörpern der Festigkeitsklasse 2 bestätigt.

Die Ergebnisse der Untersuchungen zum Einfluss des Feuchtegehalts auf die Druckfestigkeit von Porenbeton-prüfkörpern der Festigkeitsklasse 6 sind in Bild 7 und in Tabelle 9 dargestellt.

Tabelle 8. Ergebnisse von Druckversuchen an Prüfkörpern aus PPE 6, Einflussfaktor SchlankheitTable 8. Results of compressive strength tests on AAC-specimens (strength class 6), influencing factor slenderness

Seriel b h λ hm

βPRVarK2) fλ δEN

MW1) min max

[mm] [–] [M-%] [N/mm²] [%] [–]

SFK6-0,7-40 40,3 40,3 26,9 0,7 6,0 7,1 6,3 8,8 12,8 1,08 –

SFK6-1,0-40 40,4 40,4 39,4 1,0 6,0 7,6 5,8 9,1 14,6 1,00 –

SFK6-2,0-40 40,1 39,9 78,9 2,0 6,0 7,6 5,6 8,5 15,9 1,00 –

SFK6-3,0-40 40,1 40,6 118,7 3,0 6,0 7,4 6,0 8,5 12,2 1,03 –

SFK6-0,7-100 100,4 100,4 69,2 0,7 6,0 6,4 5,6 6,9 7,5 0,85 0,87

SFK6-1,0-100 100,6 100,7 98,7 1,0 6,1 5,4 4,1 8,1 16,5 1,00 1,00

SFK6-2,0-100 100,6 100,6 197,9 2,0 6,0 4,7 4,4 4,9 3,6 1,15 1,35

SFK6-3,0-100 100,6 100,7 298,9 3,0 6,0 4,3 4,1 4,6 4,6 1,26 1,45

SFK6-0,7-200 200,7 200,7 136,9 0,7 6,0 5,5 4,7 5,9 8,0 0,98 0,96

SFK6-1,0-200 200,6 200,9 198,2 1,0 6,0 5,4 4,7 5,7 6,6 1,00 1,10

SFK6-2,0-200 201,1 201,7 378,0 1,9 6,0 4,9 4,7 5,0 2,3 1,11 1,15

SFK6-3,0-200 201,9 201,6 581,1 2,9 6,1 4,4 3,9 4,7 7,5 1,22 1,25


Tabelle 9. Ergebnisse von Druckversuchen an Prüfkörpern aus PPE 6, Einflussfaktor FeuchtegehaltTable 9. Results of compressive strength tests on AAC-specimens (strength class 6), influencing factor moisture content

Seriel b h λ hm

βPRVarK2) fW

MW1) min max

[mm] [–] [M-%] [N/mm²] [%] [–]

SFK6-1,0-40-2% 40,2 40,6 39,3 1,0 2,0 8,0 6,7 8,5 8,9 0,94

SFK6-1,0-40-6% 40,1 40,4 39,5 1,0 6,1 7,5 6,5 8,3 8,7 1,00

SFK6-1,0-40-100% 40,2 40,7 38,9 1,0 76,5 6,9 5,7 7,5 9,9 1,08

SFK6-1,0-100-2% 100,6 101,1 98,4 1,0 2,1 7,1 5,4 7,9 12,6 0,97

SFK6-1,0-100-6% 100,2 100,4 97,8 1,0 6,0 6,9 5,9 7,8 10,6 1,00

SFK6-1,0-100-100% 99,8 100,3 97,9 1,0 68,1 6,5 5,9 7,1 6,7 1,07

SFK6-1,0-200-2% 199,4 200,0 198,0 1,0 2,1 5,9 5,6 6,7 7,4 0,97

SFK6-1,0-200-6% 198,2 200,7 198,0 1,0 6,0 5,7 5,3 6,2 6,9 1,00

SFK6-1,0-200-100% 200,2 200,4 198,0 1,0 65,6 5,6 4,9 6,1 8,7 1,01


Bild 7. Ergebnisse von Druckversuchen an Prüfkörpern aus PPE 6, Formfaktor fw in Abhängigkeit vom Feuchtegehalt hmFig. 7. Results of compressive strength tests on AAC-speci-mens (strength class 6), shape factor fw depending on the moisture content hm




mit 100 mm bzw. 200 mm Kantenlänge für eine Schlank-heit λ > 2 höhere Werte ergeben haben.

Der Formfaktor beträgt bei den Prüfkörpern mit einer Schlankheit λ = 0,7 fλ = 0,92 (Kantenlänge 40 mm) bzw. fλ = 0,90 (Kantenlänge 100 mm und 200 mm). Für die Prüfkör-per mit einer mit Kantenlänge von 40 mm ergibt sich ein Formfaktor fλ = 1,31 für die Schlankheit λ = 2,0 und λ = 3,0. Bei den Prüfkörpern mit einer Kantenlänge von 100 mm beträgt der Formfaktor fλ = 1,17 (λ = 2,0) bzw. fλ = 1,18 (λ = 3,0) und bei den Prüfkörpern mit einer Kantenlänge von 200 mm fλ = 1,12 (λ = 2,0) bzw. fλ = 1,13 (λ = 3,0). Generell ist bei allen Größenformaten zu beobachten, dass der Form-faktor ab einer Schlankheit von 2 näherungsweise konstant bleibt. Dies bestätigt die theoretischen Untersuchungen aus [17], steht jedoch im Widerspruch zu den an Porenbe-ton bestimmten Ergebnissen.

Es wurden zwei Regressionen berechnet. Bei der ersten Regression wurden alle Versuchsserien berücksichtigt, bei der zweiten Regression wurden nur die Versuchsserien mit 100 mm bzw. 200 mm Kantenlänge betrachtet. Da zu er-kennen ist, dass sich der Formfaktor einem Grenzwert an-nähert, wurde für die Regressionsrechnungen der Ansatz aus Gl. (5) gewählt.

Die Ergebnisse der Untersuchungen zum Einfluss der Schlankheit auf die Druckfestigkeit von Kalksandsteinprüf-körpern der Festigkeitsklasse 20 sind in Bild 9 und in Ta-belle 11 dargestellt.

Einflussgröße GrößenformatAuf Grundlage der Versuchsergebnisse ergeben sich Form-faktoren fG = 0,87 für Würfel mit 40 mm Kantenlänge bzw. fG = 1,22 für Würfel mit 200 mm Kantenlänge.

Die Ergebnisse der Untersuchungen zum Einfluss des Größenformats auf die Druckfestigkeit von Porenbeton-prüfkörpern der Festigkeitsklasse 6 sind Tabelle 10 zusam-mengefasst.

3.5.4 Kalksandstein, Festigkeitsklasse 20

Eine Übersicht über sämtliche an den Prüfkörpern aus den Kalksand-Planelementen der Festigkeitsklasse 20 bestimm-ten Druckfestigkeitswerte ist in Bild 8 dargestellt.

Die Ergebnisse der Untersuchungen an Kalksandstein-prüfkörpern der Festigkeitsklasse 20 sind zusätzlich, getrennt nach den zu untersuchenden Einflussgrößen Schlankheit, Feuchtegehalt und Größenformat, in den Tabellen 11 bis 13 zusammengefasst.

Einflussgröße SchlankheitIn Bild 9 ist der Formfaktor fλ in Abhängigkeit von der Schlankheit λ für Kalksandsteinprüfkörper der Festigkeits-klasse 20 dargestellt. Der Einfluss der Prüfkörperschlank-heit auf den Prüfwert der Druckfestigkeit ist bei allen Ver-suchsserien erkennbar, wobei für Prüfkörper mit einer Kan-tenlänge von 40 mm sich im Vergleich zu den Prüfkörpern

Tabelle 10. Ergebnisse von Druckversuchen an Prüfkörpern aus PPE 6, Einflussfaktor GrößenformatTable 10. Results of compressive strength tests on AAC-specimens (strength class 6), influencing factor dimensions

Seriel b h λ hm

βPRVarK

2) fG δENMW1) min max

[mm] [–] [M-%] [N/mm²] [%] [–]

SFK6-1,0-40 40,3 40,4 39,3 1,0 6,0 7,8 6,6 8,2 7,6 0,87 0,803)

SFK6-1,0-100 100,1 100,2 98,0 1,0 6,0 6,8 5,8 8,1 12,0 1,00 1,00

SFK6-1,0-200 200,3 200,4 197,0 1,0 6,0 5,7 4,7 6,3 9,5 1,19 1,15

1) Mittelwert einer Versuchsserie, bestehend aus jeweils 6 Einzelwerten2) Variationskoeffizient3) Wert nach DIN EN 772-1 für Prüfkörper mit l × b × h = 50 mm × 40 mm × 40 mm

Bild 8. Ergebnisse von Druckversuchen an Prüfkörpern aus KS-PE 20Fig. 8. Results of compressive strength tests on CS-specimens (strength class 20)

Bild 9. Ergebnisse von Druckversuchen an Prüfkörpern aus KS-PE 20, Formfaktor fλ in Abhängigkeit von der Schlank-heit λFig. 9. Results of compressive strength tests on CS-specimens (strength class 20), shape factor fλ depending on the slender-ness λ




Einflussgröße FeuchtegehaltDer Einfluss der Prüffeuchte auf die Druckfestigkeit ist bei allen Versuchsserien deutlich erkennbar. Für den Feuchtege-halt hm = 2 M.-% ergibt sich bei den Prüfkörpern mit der Kantenlänge 40 mm ein Formfaktor fw = 0,90. Für die Prüf-körper mit der Kantenlänge 100 mm beträgt der Formfaktor für hm = 2 M.-% fw = 0,85 und bei den Prüfkörpern mit der Kantenlänge 200 mm fw = 0,88. Die Versuchsserien, bei de-nen die Druckfestigkeit an wassergesättigten Prüfkörpern bestimmt wurde, ergaben sich Werte zwischen fw = 1,07 (Kantenlänge 200 mm) und fw = 1,10 (Kantenlänge 100 mm). Die Formfaktoren der untersuchten Prüffeuchten unterschei-den sich bei unterschiedlichem Größenformat somit nur ge-ringfügig. Die Versuchsergebnisse lassen sich sehr gut mit der in Bild 10 dargestellten Regressionsgleichung beschreiben. Für Kalksandstein der Festigkeitsklasse 20 ist nach den vor-liegenden Versuchsergebnissen ein Formfaktor von 0,9 für 2 M.-% Feuchte und 1,1 bei Wassersättigung anzusetzen.

Tabelle 11. Ergebnisse von Druckversuchen an Prüfkörpern aus KS-PE 20, Einflussfaktor SchlankheitTable 11. Results of compressive strength tests on CS-specimens (strength class 20), influencing factor slenderness

Seriel b h λ hm

βPRVarK2) fλ δEN

MW1) min max

[mm] [–] [M-%] [N/mm²] [%] [–]

SFK20-0,7-40 40,9 39,9 28,1 0,7 6,0 22,9 24,1 22,0 3,7 0,92 –

SFK20-1,0-40 40,6 40,0 39,9 1,0 6,0 21,0 22,7 19,4 6,4 1,00 –

SFK20-2,0-40 40,7 40,0 80,4 2,0 6,0 16,0 17,1 14,9 5,4 1,31 –

SFK20-3,0-40 39,9 40,7 119,8 2,9 6,1 16,0 16,6 15,4 3,0 1,31 –

SFK20-0,7-100 100,3 99,9 69,9 0,7 6,0 22,9 22,1 24,1 3,4 0,90 0,87

SFK20-1,0-100 100,3 100,4 100,5 1,0 6,1 20,5 20,2 21,3 2,3 1,00 1,00

SFK20-2,0-100 100,2 100,0 200,3 2,0 6,1 17,6 17,1 18,2 2,3 1,17 1,35

SFK20-3,0-100 100,0 100,4 299,6 3,0 6,1 17,5 16,8 18,1 2,5 1,18 1,45

SFK20-0,7-200 200,0 200,2 139,9 0,7 6,1 21,3 19,5 23,9 7,2 0,90 0,96

SFK20-1,0-200 199,8 200,3 200,4 1,0 6,1 19,1 17,4 21,7 8,7 1,00 1,15

SFK20-2,0-200 199,9 200,1 400,4 2,0 6,0 17,0 15,5 19,3 8,2 1,12 1,25

SFK20-3,0-200 200,2 200,2 600,1 3,0 6,1 16,9 15,0 18,0 7,9 1,13 1,25


Tabelle 12. Ergebnisse von Druckversuchen an Prüfkörpern aus KS-PE 20, Einflussfaktor FeuchtegehaltTable 12. Results of compressive strength tests on CS-specimens (strength class 20), influencing factor dimensions

Seriel b h λ hm

βPRVarK2) fW

MW1) min max

[mm] [–] [M-%] [N/mm²] [%] [–]

SFK20-1,0-40-2% 40,6 40,5 40,1 1,0 2,1 22,7 20,3 26,0 10,3 0,90

SFK20-1,0-40-6% 41,0 40,8 40,0 1,0 6,0 20,4 20,0 21,1 2,2 1,00

SFK20-1,0-40-100% 40,0 40,3 39,8 1,0 16,5 19,1 16,6 23,7 14,0 1,07

SFK20-1,0-100-2% 100,4 100,0 100,1 1,0 2,1 23,9 21,8 29,1 11,1 0,85

SFK20-1,0-100-6% 100,4 100,4 100,0 1,0 6,1 20,3 19,6 21,2 2,6 1,00

SFK20-1,0-100-100% 100,3 100,7 100,0 1,0 15,8 18,5 17,9 19,5 3,1 1,10

SFK20-1,0-200-2% 199,8 200,3 199,8 1,0 2,1 21,8 20,3 25,1 7,7 0,88

SFK20-1,0-200-6% 200,0 200,4 199,7 1,0 6,1 19,2 16,6 20,4 6,8 1,00

SFK20-1,0-200-100% 199,9 200,3 199,9 1,0 14,9 17,6 16,4 18,4 4,1 1,09


Bild 10. Ergebnisse von Druckversuchen an Prüfkörpern aus KS-PE 20, Formfaktor fw in Abhängigkeit vom Feuchte-gehalt hmFig. 10. Results of compressive strength tests on CS-specimens (strength class 20), shape factor fw depending on the moisture content hm




Literatur

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[3] Wesche, K.: Baustoffe für tragende Bauteile. Band 2: Beton, Mauerwerk. 3. Aufl. Wiesbaden: Bauverlag, 1993.

[4] Kirtschig, K., Kasten, D.: Formfaktoren für Mauersteine. In: Mauerwerk-Kalender 6 (1981), S. 687–703. Berlin: Ernst & Sohn.

[5] Wittmann, F. H.: Grundlagen eines Modells zur Beschrei-bung charakteristischer Eigenschaften des Betons. In: Schrif-tenreihe des Deutschen Ausschusses für Stahlbeton (1977), Nr. 290, S. 45–95. Berlin: Ernst & Sohn.

[6] Wesche, K. H.: Baustoffe für tragende Bauteile. Bd. 2: Beton, Mauerwerk. 3. Aufl. Wiesbaden: Bauverlag, 1993.

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[10] Schubert, P., Schmidt, St.: Zum Einfluss des Feuchtegehaltes von Mauersteinen auf deren Druckfestigkeit. In: Mauerwerk-Kalender 15 (1990), S. 499–505. Berlin: Ernst & Sohn.

[11] Kirtschig, K., Kasten, D., Cordes, R., Quincke, J. E.: Zur Ein-führung von Formfaktoren bei der Druckfestigkeitsprüfung von Kalksandsteinen. Hannover: Forschungsvereinigung „Kalk-Sand“ e. V. des Bundesverbandes Kalksandsteinindustrie e. V., 1979. – Forschungsbericht Nr. 49.

[12] Kasten, D.: Zur Gestaltsabhängigkeit der Druck- und Spalt-zugfestigkeit von Kalksandsteinen. Dissertation. Universität Hannover, 1980.

[13] Schubert, P., Schmidt, U.: Untersuchungen zur Ermittlung eines Formfaktors zwischen der Druckfestigkeit von Würfeln mit 100 mm Kantenlänge und der von Porenbeton-Plansteinen verschiedener Höhe. Aachen: Institut für Bauforschung, 2002. Forschungsbericht Nr. F 6034.

[14] Böhnisch, F.: Einfluß der Prüffeuchtigkeit und der Prüfkör-pergestalt auf die Druckfestigkeit von Steinen aus dampfge-härtetem Porenbeton. Bonn: Deutsche Gesellschaft für Mauer-werksbau e.V., 1991. In: Proceedings of the 9th International Brick/Block Masonry Conference, Berlin, Germany 13–19 October 1991, S. 53–60.

Die Ergebnisse der Untersuchungen zum Einfluss des Feuchtegehalts auf die Druckfestigkeit von Prüfkörpern aus Kalksandstein der Festigkeitsklasse 20 sind in Bild 10 und in Tabelle 12 dargestellt.

Einflussgröße GrößenformatDer Einfluss des Größenformats auf die Druckfestigkeit ist hier nicht so deutlich erkennbar wie bei den Versuchsse-rien mit Porenbeton der Festigkeitsklasse 6. Der Formfak-tor beträgt fG = 0,98 für Würfel mit 40 mm Kantenlänge bzw. fG = 1,03 für Würfel mit 200 mm Kantenlänge.

Die Ergebnisse der Untersuchungen zum Einfluss des Größenformats auf die Druckfestigkeit von Kalksandstein-prüfkörpern der Festigkeitsklasse 20 sind Tabelle 13 zu-sammengefasst.

4 Zusammenfassung

Im Rahmen des vorgestellten Projektes wurden umfangrei-che Druckversuche unter Berücksichtigung verschiedener Einflüsse wie z. B. Prüfkörpergröße, Schlankheit, Feuchte-gehalt und Festigkeit durchgeführt. Untersucht wurden Prüf-körper mit unterschiedlichen Formaten (Kantenlänge 40, 100, 200 mm), Schlankheiten (λ = 0,7, 1,0, 2,0, 3,0) und Feuchtegehalten (2 M.-%, 5 M.-%, wassersatt), die aus groß-formatigen Porenbeton-Planelementen der Festigkeits-klasse 2 und 6 sowie Kalksandstein-Planelementen der Festigkeitsklasse 20 entnommen wurden.

Vorschläge für Formfaktoren für den Einfluss Schlank-heit konnten auf Grundlage der Untersuchungen nicht in allen Fällen abgesichert formuliert werden, da die Versuchs-ergebnisse insbesondere bei den Prüfkörpern mit einer Grundfläche von 40 mm × 40 mm sehr gestreut haben. Der Einfluss des Feuchtegehalts auf die Druckfestigkeit konnte anhand der Versuche nachgewiesen und mit dem gewähl-ten Ansatz gut beschrieben werden. Der Einfluss des Grö-ßenformats ist für alle Versuchsserien erkennbar, jedoch können auch hierfür aufgrund der vorliegenden Streuung abschließend keine abgesicherten Vorschläge formuliert werden. Weiterführende Untersuchungen zur Absicherung bzw. Abklärung des Einflusses Schlankheit bzw. Größen-einfluss sind wünschenswert.

Weiterhin ist noch zu überprüfen, inwieweit bei den heutigen Rohdichten und Lochanteilen extrem leichter Mauersteine die Annahmen zum Formfaktor tatsächlich noch gelten können.

Tabelle 13. Ergebnisse von Druckversuchen an Prüfkörpern aus KS-PE 20, Einflussfaktor GrößenformatTable 13. Results of compressive strength tests on CS-specimens (strength class 20), influencing factor dimensions

Seriel b h λ hm

βPRVarK2) fG δEN

MW1) min max

[mm] [–] [M-%] [N/mm²] [%] [–]

SFK20-1,0-40 40,8 40,4 40,1 1,0 6,0 20,6 15,9 23,1 9,6 0,98 0,803)

SFK20-1,0-100 100,2 100,4 99,8 1,0 6,0 20,2 19,4 20,8 2,3 1,00 1,00

SFK20-1,0-200 199,5 200,5 199,9 1,0 6,1 19,6 18,0 20,5 5,0 1,03 1,15

1) Mittelwert einer Versuchsserie, bestehend aus jeweils 6 Einzelwerten2) Variationskoeffizient3) Wert nach DIN EN 772-1 für Prüfkörper mit l × b × h = 50 mm × 40 mm × 40 mm




[15] Schellbach, G.: Einfluß des Formates auf die Festigkeit des Ziegels und die Tragfähigkeit der Wände. Ziegelindustrie 32 (1979).

[16] Schubert, P., Glitza, H.: Versuche zur Ermittlung des Form-faktors von Leichtbetonsteinen und Betonsteinen. Aachen: Institut für Bauforschung, 1978. Prüfbericht Nr. A 898.

[17] Brameshuber, W., Schubert, P., Beer, I., Hannawald, J.: Er-mittlung von gesicherten und differenzierten Formfaktoren für Mauersteine zur Abwendung von Sicherheitsrisiken bei Ansatz europäischer Formfaktoren. Aachen: Institut für Bau-forschung, 2004. Forschungsbericht Nr. F 895.

[18] Beer, I., Schubert, P.: Zum Einfluss der Steinformate auf die Mauerwerkdruckfestigkeit – Formfaktoren für Mauersteine. In: Mauerwerk-Kalender 30 (2005), S. 89–126. Berlin: Ernst & Sohn.

Autoren dieses Beitrages:Prof. Dr.-Ing. Wolfgang BrameshuberDipl.-Ing. Markus GraubohmInstitut für Bauforschung der RWTH Aachen (ibac)Schinkelstraße 352056 Aachen

Veranstaltungen

KLB-Fachforum – die Zukunft des Bauens aus Expertensicht

Die neue Energieeinsparverordnung (EnEV) wird am 1. Mai 2014 in Kraft treten und mit ihr eine weitere Verschär-fung der energetischen Standards von Neubauten ab 2016. Hinzu kommt die Europäische Gebäuderichtlinie, die ab 2019 für alle neu erbauten öffentlichen und ab 2021 für alle privaten Neubau-ten den Niedrigstenergiestandard for-dert. Die Herausforderung besteht dabei darin, sowohl den heutigen wie auch den zukünftigen Generationen bezahl-baren und hochwertigen Wohnraum zu sichern. Die Lösungsansätze sind vielfäl-tig und reichen von der Entwicklung neu-artiger, energetischer Gebäudemodelle bis hin zu nachhaltigen Außenwand-konstruktionen.

Dieser Themenkomplex war Gegen-stand der Vorträge und Diskussionen im Rahmen des KLB-Fachforums. Unter dem Motto „Nachhaltigkeit und Energieeffi-zienz im Zeichen der EnEV 2014“ setzte das Unternehmen KLB Klima leicht-block (Andernach) damit sein bewährtes Konzept des Fachforums fort. „Der Er-folg der letzten Veranstaltungsreihe hat uns bestätigt, dieses Format auch 2014 wieder anzubieten“, erklärt Dipl.-Ing. Andreas Krechting, KLB-Geschäftsführer

und Veranstalter des Fachforums. An insgesamt vier ganztägigen Terminen im Februar 2014 vermittelte die Veranstal-tungsreihe theoretische und praktische Komponenten zum Thema Nachhaltig-keit und Energieeffizienz und gab einen Einblick zu neuen Gebäudemodellen und somit der Zukunft des Bauens.

Das Tagungsprogramm umfasste vier Vorträge namhafter Referenten mit lang-jähriger Erfahrung auf dem Gebiet des nachhaltigen Bauens. Diplom-Ingenieur Christoph Sprengard ist Leiter der Abtei-lung „Bauphysik und Bauteile“ am FIW München und erläuterte die Auswirkun-gen der neuen Energieeinsparverordnung (EnEV) 2014 und die Etappen ihrer An-wendung bis hin zum Niedrigstenergie-haus ab 2021. Die theoretische Kompo-nente der Veranstaltung übernahm Pro-fessor Günter Pfeifer von der Technischen Universität Darmstadt. Er gab einen Überblick zu seinem „kybernetischen Prinzip“ und zeigte Strukturprinzipien solarer Architektur auf. Anschließend lieferte Professor Dr. Carl-Alexander Graubner, Lehrstuhlinhaber des Fachbe-reiches Massivbau an der Technischen Universität Darmstadt, Informationen zur „Nachhaltigkeit von Leichtbeton-Mauerwerk“. Aus einer sozialwissen-schaftlichen Perspektive näherte sich Professor Dr. Volker Eichener, Rektor der EBZ Business School – University of Ap-plied Sciences in Bochum, dem brisanten Thema „Wohnungsnotstand in Deutsch-land“ und zeigte Lösungsvorschläge auf.

In den Pausen boten sich den Teil-nehmern Möglichkeiten zum direkten Gespräch mit den Referenten und Fach-leuten.

Auch beim „KLB-Fachforum“ im Frühjahr 2014 hielten namhafte Experten aus der Baubranche Vorträge und leiteten interes-sante Diskussionen

(Foto: KLB-Klimaleichtblock GmbH)



Fachthemen

DOI: 10.1002/dama.201400607

Aufgrund seiner geringen baulichen Höhe fügt sich das neue Parkhaus wie selbstverständlich in die Umgebung ein und führt das Westpark Konzept des „Grünen Rahmens“ sinnvoll weiter. Das Gebäude ist parallel zur ThyssenKrupp-Halle ausgerichtet: Nach Osten, Süden und Westen zeigt es ein städtisches Gesicht mit einer perforierten Fassade aus schwarz-grau-roten Kohle-brandziegeln, im Norden geht die begrünte Dachlandschaft sym-bolisch in die Böschung der Auffahrtsstraße über. Die für diesen Ort identitätsstiftenden Gebäude – das „Colosseum“, der Wasser-turm und die Jahrhunderthalle – bleiben aus allen wichtigen Blickrichtungen unverstellt. Zwei getrennte Bewegungsabläufe für Autofahrer und Fußgänger ermöglichen eine schnelle Orien-tierung und kurze, sichere Wege innerhalb des Leitsystems.

Multi-storey car park “Century hall” Bochum – a perforated ma-sonry façade for the industrial area “Industriepark West”. The new multi-storey car park integrates well and self-understanding into the surrounding, because the height is quite small, and the archi-tectural concept of Westpark, the so-called “green frame” is ful-filled perfectly. The building is oriented parallel to the “Thyssen-Krupp-Hall”, means it faces to east, south and west as like the town itself showing a perforated façade consisting of black-grey-red sintered coal bricks, and to north the green roof scenery sym-bolically migrates to the acclivity of the driving ramp. The domi-nating buildings in this area – “Colosseum”, water tower and the century hall – are still visible from each viewing direction. Two separate moving systems allow a very simple orientation for car-drivers and pedestrians as well and assure a short and safe moving within the guidance system.

1 Städtebau/Einbindung/Grünkonzept

Ziel des Entwurfs Parkhaus Westpark/Jahrhunderthalle Bochum ist es, zum einen das Konzept des terrassierten Landschaftsparks fortzuführen und zum anderen ein kosten-günstiges Systemparkhaus mit einer individualisierten Fas-sade zu verkleiden, die die Qualitäten der Umgebung mit ihren denkmalgeschützten Industriebauten aufnimmt.

Das Veranstaltungsparkhaus für die Jahrhunderthalle in Bochum befindet sich im südwestlichen Bereich des Westparks, einem bedeutenden Zukunftsstandort des Ruhrgebietes und einem Ankerpunkt der „Route der In-dustriekultur“. Mit einer Länge von ca. 105 m und einer Breite von 36 m ist es parallel zur ThyssenKrupp-Halle ausgerichtet und verfügt über 342 Pkw-Stellplätze. Nach Osten, Süden und Westen zeigt das Parkhaus ein geschlos-

senes, städtisches Gesicht mit einer vollflächigen, perforier-ten Mauerwerksfassade aus Kohlebrandziegeln. Nach Nor-den geht die begrünte Dachlandschaft in die Böschung der Auffahrtsstraße und den Landschaftspark über. Damit fügt sich das neue Gebäude aufgrund seiner geringen baulichen Höhe wie selbstverständlich in die Umgebung ein und führt das Westpark-Konzept des „Grünen Rahmens“ sinn-voll weiter. Das Parkhaus ist als Stützbauwerk in die ter-rassierte Landschaft des Westparks eingefügt und bietet einen freien Blick auf die für diesen Ort identitätsstiften-den Mauerwerksbauten das „Colosseum“ (Bilder 1 und 2), die Industriehallen von ThyssenKrupp und die Jahrhun-derthalle mit Wasserturm.

Parkhaus Jahrhunderthalle Bochum – eine perforierte Mauerwerksfassade für den Industriepark West

Jon PrengelJürgen MedzechMatthias Andres

Bild 1. Zusammenwirken Parkhaus und ColosseumFig. 1. Interaction car park and Colosseum

Bild 2. Blick vom ColosseumFig. 2. View from the Colosseum

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J. Prengel/J. Medzech/M. Andres · Parkhaus Jahrhunderthalle Bochum – eine perforierte Mauerwerksfassade für den Industriepark West


2 Äußere und innere Erschließung

Zwei getrennte Bewegungsabläufe, der für Autofahrer und der für Fußgänger, ermöglichen eine schnelle Orientierung und kurze sichere Wege innerhalb des Leitsystems. Park-ebenen, Ausfahrten, Ausgänge, Treppenhäuser und Flucht-wege sind klar strukturiert und schnell auffindbar. Diese Übersichtlichkeit führt zu einem objektiven Sicherheits-empfinden für die Benutzer von Veranstaltungen in der Jahrhunderthalle.

AutoDie Anbindung des Parkhauses erfolgt im Westen von der Gahlenschen Straße/Wattenscheider Straße über die neue Erschließung aus dem Kreisverkehr. Von dort sind die zweispurigen Zu- und Ausfahrten an der Westseite des Ge-bäudes erreichbar. Eine zusätzliche Ausfahrt befindet sich an der Ostseite des Gebäudes und dient als „Überlauf“ in Richtung Alleestraße (Bild 3) für die schnellere Entleerung im Anschluss an Veranstaltungen. Die einzelnen Park ebe-nen mit jeweils ca. 65 Stellplätzen sind als Halbgeschoss-rampenanlage (D’Humy-System) übersichtlich angeordnet und effizient erschlossen. Aufgrund der zu erwartenden Stoßverkehre für das Veranstaltungsparkhaus werden die Auffahrtsrampen an den Außenseiten weit auseinander gelegt und die Abfahrtsrampen in der Gebäudemitte eng aneinander positioniert. Diese beiden Maßnahmen dienen sowohl der Optimierung der Parkplatzsuche vor Veranstal-tungsbeginn als auch der schnelleren Ausfahrt nach Veran-staltungsende.

FußgängerDer Übergang vom Parkhaus zur Jahrhunderthalle erfolgt über das großzügig gestaltete, helle und erhöhte Haupt-treppenhaus an der Ostfassade. Hier befindet sich der fuß-läufige Haupteingang mit dem von außen erreichbaren Aufzug. Das Parkhaus dient neben seiner Hauptfunktion auch der behindertengerechten Erschließung der Jahrhun-derthalle für diejenigen Besucher, die mit öffentlichen Ver-kehrsmitteln anreisen.

3 Baukonstruktion

Das Split-Level Parkhaus wird als Stahlverbundkonstruk-tion, bestehend aus einem Stahlrahmensystem (Spannwei-ten ca. 16 m) und Fertigteilparkdecks mit Ortbetonergän-zung, und einer Tiefgründung auf CMC-Säulen (Controlled

Modulus Columns) ausgeführt. Die Hauptstützen stehen entlang der Außenfassade in einem Achsabstand von 5,00 m hinter den Parkflächen, sodass die Stellplatzbreite nicht eingeschränkt wird. Bei einer Geschosshöhe von nur 2,70 m kann eine lichte Raumhöhe von 2,10 m erzielt werden. Je-weils in Feldmitte sind zusätzliche Stahlstützen eingeplant, welche die Abfangung der Ziegelfassade vornehmen.

Zusätzlich werden in allen vier Gebäudeecken Stahl-betoneinbauten vorgesehen, welche die notwendigen Be-triebsbereiche beherbergen. An den Kopfseiten im Bereich der Zugänge und Ein- und Ausfahrtsrampen werden die Ziegelsteine der Fassade von verblendeten Fertigteilelemen-ten aufgenommen.

Die Aussteifung des Parkhauses erfolgt über zusätzliche Verbandsfelder. Hierbei sind aufgrund der leichten Ausfüh-rung der Konstruktion die abhebenden Kraftkomponenten bei der Bemessung der Fundamente besonders zu beachten.

Die Gründung erfolgt über Fundamentstreifen, welche als punktgestützt über den Pfahlsäulen angesehen werden können. Die Bemessung der CMC-Säulen erfolgt für die maximal zulässige Kraft. Hierbei ist Sorge getragen, dass keine Horizontalkräfte in die Säulen eingeleitet werden. Einen Sonderbereich stellt die Überbrückung des queren-den Marbachkanals dar, welche in diesem Bereich inner-halb eines unterirdischen Kanals verläuft. Hier wird das Streifenfundament auf den beiden gegenüberliegenden Gebäudeseiten freispannend ohne Bettung ausgebildet, so-dass es zu keiner Belastung des Bestandskanals durch das Parkhausbauwerk kommt.

Aufgrund dieses hohen Vorfertigungsgrades ist insge-samt ein sehr kostengünstiges Tragwerk realisiert worden.

Angrenzend an das Parkhausbauwerk verlaufen auf der nördlichen Seite ansteigend das Gelände und die Zu-fahrt zur Jahrhunderthalle. Dieser Böschungsverlauf wird mit einer Winkelstützwand gesichert. Da als Folge der Son-dierung eine Rückverankerung der Böschungssicherung nicht wirtschaftlich umsetzbar war, wurde zur Ableitung der horizontalen Erddruckkräfte ein parkhausseitiger Sporn ausgebildet. Die Gründung der Winkelstützwand erfolgt, ebenfalls dem in den oberen Schichten nicht trag-fähigen Baugrund geschuldet, auf CMC-Säulen. Bei der Pla-nung wurde auf eine Entkopplung der beiden Systeme Parkhaus und Winkelstützwand geachtet.

4 Entwurf und Material

Der Entwurf für das Parkhaus besteht aus einem effizient organisierten Systembau aus Stahl und einer maßgeschnei-derten Einfassung aus massiven Ziegelwänden, die die Qualitäten der Umgebung in ihrem rauen Erscheinungs-bild und industriellen Charakter aufnimmt. An den beiden Eingangsseiten sind markante und präzise, großflächige Mauerwerksöffnungen angelegt. Die Gebäudeecken sind massiv ausgebildet und unterstreichen das Bild des Stütz-bauwerks in einer Landschaftsterrasse. Um den Anforde-rungen an eine offene Großgarage gerecht zu werden, ist die gesamte Einfassung entlang der Ost-, West- und Südfas-sade als perforiertes Mauerwerk ausgebildet. Die Perfora-tion dient der natürlichen Be- und Entlüftung des Parkhau-ses. Gemeinsam mit den großflächigen Öffnungen an den Eingangsseiten und dem in der Mitte über die gesamte Länge des Parkhauses angeordneten Licht- und Luftschacht

Bild 3. Blick von der AlleestraßeFig. 3. View from the Alley street




wird ein Öffnungsanteil von über einem Drittel der Fassa-denfläche erreicht und somit eine ausreichende Querlüf-tung sichergestellt. Die Perforation erzeugt an sonnigen Tagen ein interessantes Licht- und Schattenspiel im Innern des Bauwerks (Bild 4).

Die gewebeartige Klinkerfassade besteht aus einer Mischung schwarz-blau-bunter Kohlebrandziegel und wird mittels Mauerwerks-Drehanker am Stahlbau des Parkhau-ses befestigt. Im Wechsel wird eine Reihe dünner Langfor-matziegel mit den Abmessungen 490/115/52 mm³ und eine Reihe Sonderformatziegel mit den Abmessungen 240/90/90 mm³ gemauert. Während die Langformatziegel durchgängig verlegt sind, zeichnet sich die Reihe der höhe-ren Sonderformatziegel dadurch aus, dass jeder zweite Stein weggelassen wird. Der entstehende Hohlraum wird durch die langen Formate überdeckt und nicht verfugt. Aufgrund der offenen Oberfläche der Langformatziegel wurden diese als Vollklinkerstein ausgeführt. Die Rückseite der Steine ist bündig übereinander gemauert und erzeugt eine glatte und flächige Innenansicht (Bild 5). Die Gebäudeaußenseite zeichnet sich durch horizontal verlaufende, markante Vor- und Rücksprünge aus und erzeugt eine reliefartige, liegende Fassadenstruktur (Bild 6). Diese nicht normkonforme Aus-

führung des Mauerwerks erforderte eine Zustimmung im Einzelfall, die im Beitrag Brameshuber, Saenger (s. S. 31 in diesem Heft) ausführlich beschrieben wird.

5 Fassadenkonstruktion

Die Fassade des Parkhauses wurde in von Hand gefertigtem Sichtmauerwerk hergestellt. Die Abtragung der Vertikallas-ten (Eigengewicht) erfolgt über das linienförmige Aufstellen des Mauerwerks auf die Fundamente bzw. Stützmauern.

Die Abtragung der Horizontallasten (Windlasten und Anpralllasten) wird über Aluminiumprofile gesichert, die horizontal frei von Stahlstütze zu Stahlstütze gespannt sind (s. a. Bild 5). Der Anschluss des Mauerwerks an die Alumi-niumprofile geschieht über Edelstahl-Drahtanker, die dreh-bar in den Profilen gelagert und in den Lagerfugen des Mauerwerks verankert sind (Bild 7)

Die Stürze im Bereich der Ein- und Ausfahrten wur-den als Stahlbetonbalken mit eingelegten Verblendern aus dem gleichen Steinmaterial im Negativverfahren als Fertig-

Bild 4. Innenansicht mit Licht- und SchattenspielFig. 4. Interior with light and shadow play

Bild 5. Innenansicht mit AnkerschienenFig. 5. Interior with anchor bars

Bild 6. Reliefartige FassadenstrukturFig. 6. Relief-like façade structure

Bild 7. Drahtanker und AluminiumschieneFig. 7. Anchor and aluminium bar




teile hergestellt. Die Verankerung der Fertigteile erfolgt über Edelstahl-Ankerschienen am bauseitigen Stahlbau.

Im statischen Nachweis wurde jeweils ein 5-Meter-Feld über die Anzahl der Geschosse als räumliches Stab-werksmodell abgebildet (Bild 8). Hierbei wurden die vor-handenen Mauerwerks-Querschnitte (90 mm und 115 mm Steindicken) sowie die Lüftungsquerschnitte mit effektiv vorhandenen Steifigkeiten erfasst. Die Primär-Stahlkon-

struktion wurde mit den vorhandenen Querschnitten ab-gebildet.

Im Lastfall Anprall wurden die daraus resultierenden Horizontallasten als Verkehrslast auf den Stahlbau ange-setzt, um das Zusammenwirken der verformten Gesamt-konstruktion im Mauerwerk zu berücksichtigen. Neben den vorgenannten Belastungen wurden die Einflüsse aus Temperatur im Gesamtsystem berücksichtigt. In Vertikal-richtung werden hierbei die Temperaturbeanspruchungen über die Federsteifigkeiten und Verdrehbarkeiten der Drahtanker abgebaut. In Horizontalrichtung parallel zur Fassade sind die Drahtanker frei verschiebbar in den Alu-miniumprofilen gelagert, mit der Folge, dass keinerlei Zwängungen entstehen.

Autoren dieses Beitrages:Dipl.-Ing. Jon Prengel, Architekt BDAraumwerk, Gesellschaft für Architektur und Stadtplanung mbHArchitektGutleutstraße 163-16760327 Frankfurt am Main

Dr.-Ing. Matthias AndresKrätzig & Partner, Ingenieurgesellschaft für Bautechnik mbHTragwerksplanung, BrandstatikBuscheyplatz 9–1344801 Bochum

Dipl.-Ing. Jürgen MedzechMedzech Ingenieure GmbHFassadenstatikHöhestraße 4661348 Bad Homburg v.d.H.

Bild 8. Statisches ModellFig. 8. Static model

Fachliteratur

Broschüre „Praxistipps für die Ausführung von Mauerwerk“

Historische Gebäude beweisen seit vie-len Jahrhunderten die Dauerhaftigkeit und Zuverlässigkeit des Mauerwerks-baus. Vor diesem Hintergrund setzen Bauherren und Immobilienkäufer auch heute bei gemauerten Häusern auf be-sondere Solidität und Mangelfreiheit. Damit werden an Planer und Ausfüh-rende hohe Anforderungen gestellt.

Daher haben der Zentralverband des Deutschen Baugewerbes und die Deut-sche Gesellschaft für Mauerwerks- und Wohnungsbau die Broschüre „Praxis-tipps für die Ausführung von Mauer-werk“ veröffentlicht.

Aus mehreren Gründen ist bei der Planung und Ausführung moderner Bauwerkskonstruktionen erhöhte Sorg-falt geboten.– Es steht eine Vielfalt bewährter Mauer-

werksbaustoffe zur Verfügung, deren spezielle Eigenschaften zu berücksich-tigen sind.

– Mauerwerkswände sollen nicht nur Lasten abtragen und Brandschutzan-forderungen erfüllen, sondern darüber hinaus auch genau definierte Schall-schutz-, Wärmeschutz-, Luftdichtheits- und Witterungsschutzeigenschaften aufweisen.

– Zur Kosteneinsparung werden Bauzei-ten immer weiter verkürzt. Moderne Vermauerungstechniken kommen die-sem Trend entgegen.

– Bauherren und Immobilienkäufer sind mehr und mehr die Makellosigkeit in-dustriell hergestellter Massengüter ge-wohnt. Sie erwarten daher Ähnliches von ihrer Immobilie. Mauerwerksbau-ten werden aber nach wie vor bei Wind und Wetter in Handarbeit hergestellt.

In der Publikation des ZDB und der DGfM geben die bekannten Sachver-ständigen Prof. Dr.-Ing. Rainer Oswald und Dr.-Ing. Peter Schubert auf 55 Sei-ten Tipps für die richtige Ausführung von Mauerwerk. Dabei gehen sie auf die Gebäudekonstruktion und Materialaus-

wahl ebenso ein wie auf die Ausführung von Mauerwerk mit Normal- sowie Dünnbettmörtel. Besondere Wandkon-struktionen wie Sichtmauerwerk und Zweischalige Wände werden detailliert beschrieben. In einem gesonderten Ka-pitel gehen sie auf die Abdichtung erd-berührter Wände ein. Sie stellen in di-versen Bildern die richtige Ausführung ebenso wie auch fehlerhafte Bauweisen dar. In den Erläuterungen berücksichti-gen sie besonders die nationale Mauer-werksnorm DIN 1053 und die Regelun-gen nach Eurocode 6 (DIN EN 1996).

Somit geben die Praxistipps nicht nur den Ausführenden Hinweise, worauf zu achten ist, um langlebige, optimal nutz-bare Mauerwerksbauten zu errichten; sondern auch die Planer sind angespro-chen, da die gute Ausführbarkeit von Mauerwerk ganz wesentlich von der Gebäudekonzeption abhängt.

Die Broschüre kann zum Preis von 28,00 € online bestellt werden auf www.zdb.de



Fachthemen

DOI: 10.1002/dama.201400608Wolfgang BrameshuberDorothea Saenger

Zustimmungsverfahren einer gelochten Parkhausfassade aus Klinkern

Die Fassade des im Jahr 2013 neu erbauten Parkhauses Westpark an der Jahrhundert-halle in Bochum besteht aus einer gelochten, an einer Stahlkonstruktion rückverankerten Vorsatzschale aus Klinkern. Die offene Bauweise der Fassade erforderte eine Zustim-mung im Einzelfall, da die Konstruktion nicht normgerecht ist. Anhand dieses Bauobjektes wird im Beitrag das Verfahren zur Erlangung einer Zustimmung im Einzelfall erläutert. Zum einen wird auf die durchgeführten experimentellen Untersuchungen und die daraus abgeleiteten Materialkennwerte, die für die Bemessung der Fassade erforderlich waren, eingegangen. Zum anderen wird die Überwachung der Ausführungsqualität des Mauer-werks auf der Baustelle aufgezeigt.

Approval process of a perforated clinker car park façade. The façade of the in 2013 newly constructed car park Westpark at the Jahrhunderthalle in Bochum consists of a perforated facing made of clinkers, which is back-anchored to a steel structure. The open design of the façade required an approval in individual cases, because of its non-standard design. On the basis of this building project, the process for obtaining an approval in individual cases is explained in the article. On the one hand, the performed experimental studies and the derived material parameters, that were required for the de-sign of the façade, are presented. On the other hand, the monitoring of the quality of exe-cution of the masonry on site is shown.

1 Einleitung

In den Jahren 2012 und 2013 wurde der mehrgeschossige Parkhausbau Westpark an der Jahrhunderthalle in Bochum erbaut (Bild 1). Das Beson-dere an diesem Bauobjekt ist die ge-lochte, an der Tragkonstruktion des Parkhauses rückverankerte Fassade aus Klinkern. Der Beitrag von Prengel, Medzech und Andres (s. Seiten 27–30) beschreibt das Vorhaben aus architek-tonischer und statischer Sicht. Die Lo-chung in der Fassade resultiert aus den sonderangefertigten langen Vollklin-kern und den mit einem definierten Abstand angeordneten Hochlochklin-kern, die in jeder Steinlage abwech-selnd gemauert werden. Die Vorteile dieser Gestaltung liegen in der Licht- und Luftdurchlässigkeit der Fassade, wodurch der Einbau einer Lüftungs-anlage nicht notwendig ist und somit Kosten eingespart werden können. Die offene Bauweise der Mauerwerk-fassade ist jedoch nicht normgerecht

und erforderte für die Anwendung eine Zustimmung im Einzelfall.

Eine Zustimmung im Einzelfall wird von der obersten Bauaufsichts-behörde des jeweiligen Bundeslandes (in diesem Fall Nordrhein-Westfalen) erteilt und bezieht sich auf ein be-stimmtes Bauvorhaben, an das bau-ordnungsrechtliche Anforderungen

an die Sicherheit gestellt werden, und ist auf andere Anwendungsfälle nicht übertragbar. Grundsätzlich ist der An-tragsteller einer Zustimmung im Ein-zelfall verpflichtet, den Nachweis über die Anwendbarkeit der Bauart zu er-bringen.

Für eine Beurteilung der Anwend-barkeit dieses Bauvorhabens war eine gutachterliche Stellungnahme [1] not-wendig, bei der die für die Berechnun-gen der Statik erforderlichen Kenn-werte bestimmt und die Ausführungs-qualität auf der Baustelle überwacht wurden.

Maßgebend für die Bemessung der Parkhausfassade aus Klinkern ist eine Einwirkung senkrecht zur Wand-ebene infolge einer Anpralllast eines Fahrzeugs an die innenseitige Tragkon-struktion des Parkhauses sowie Wind. Unter dieser Beanspruchungsart ist auf der Widerstandsseite die Biege-zugfestigkeit des Mauerwerks sowohl senkrecht als auch parallel zur Lager-fuge entscheidend. Im Wesentlichen wird die Biegezugfestigkeit von Mauer-werk durch die Verbundfestigkeit von Mauerstein und Mauermörtel sowie

Bild 1. Parkhausbau Westpark an der Jahrhunderthalle in BochumFig. 1. Car park Westpark at the Jahrhunderthalle in Bochum

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W. Brameshuber/D. Saenger · Zustimmungsverfahren einer gelochten Parkhausfassade aus Klinkern


die Steinzug- bzw. Steinbiegezugfestig-keit und ggf. die Steindruckfestigkeit in Beanspruchungsrichtung bestimmt.

Um so früh wie möglich mit der Erstellung der Fassade zu beginnen, sollte zunächst eine Zustimmung im Einzelfall unter Vorbehalt für die ge-lochte Mauerwerkfassade erlangt wer-den. Mit diesem Ziel wurde für die Berechnung der Statik die Biegezug-festigkeit der gelochten Fassade auf Grundlage der am Institut für Baufor-schung Aachen (ibac) experimentell ermittelten Verbundkennwerte zu-nächst rechnerisch abgeleitet. An-schlie ßend wurde mit Hilfe von Bie-gezugversuchen an kleinen Mauer-werkwänden der abgeleitete Biege-zugfestigkeitswert untermauert. Wäh-rend der Bauphase der Fassade in den Monaten April bis Juni 2013 wurde darüber hinaus die Ausführungsquali-tät bei der Erstellung der Vorsatz-schale auf der Baustelle überwacht. Insgesamt wurden fünf Ortsbesichti-gungen der Baustelle des Parkhauses in Bochum durchgeführt.

2 Angaben zur Konstruktion der Parkhausfassade

Die gelochte Mauerwerkfassade des Parkhauses an der Jahrhunderthalle besteht abwechselnd aus Vollklinkern mit den Abmessungen l/b/h 490/115/ 52 mm³, die in jeder ungeraden Stein-lage aneinander gemauert wurden, sowie Hochlochklinkern mit den Ab-messungen l/b/h 240/90/90 mm³, die in jeder geraden Steinlage mit jeweils 260 mm Luftzwischenraum gemauert wurden (Bild 2). Die Steine wurden bündig auf der Rückseite der Park-hausfassade angeordnet. Die Vollklin-ker weisen auf der Vorderseite der Fassade aufgrund ihrer Abmessungen

einen Vorsprung von 25 mm auf. Als Mauermörtel wurde ein Normalmau-ermörtel der Mörtelgruppe IIa verwen-det. Dieser Mörtel wurde aufgrund seiner besonders guten Eignung für die Verwendung in Kombination mit stark nicht saugenden Mauersteinen und die Verwendung bei sommerli-chen Temperaturen ausgewählt.

Die Lagerfugendicke der Klinker-Vorsatzschale sollte ursprünglich 10 mm betragen. Aufgrund der Un-ebenheiten der verwendeten Klinker wurde jedoch unmittelbar vor der Er-stellung der Mauerwerkfassade die Soll-Lagerfugendicke auf 13 mm fest-gelegt. Die Überbindelänge beträgt 115 mm. Die Stoßfugen wurden mit einer Dicke von 10 mm vollflächig vermörtelt.

Die Verankerung der Fassade er-folgte über Edelstahldrahtanker an bauseits vorhandenen Aluminium-schienen, die an den Stahlträgern so-wie Stahlbetonbauteilen befestigt sind. Der Durchmesser der Anker beträgt 4 mm. Die Anker wurden im vertikalen Abstand von maximal 0,50 m (d. h. in jeder 6. Lagerfuge, unterhalb der Voll-klinker) versetzt angeordnet und mit-tig im Mörtel in der Überbindelänge

der Steine eingebettet (Bild 3). Die Ab-fangung der Vorsatzschale erfolgte über die Gesamthöhe der Fassade (rd. 10 m). Je 10 m Wandlänge wurden Dehnungsfugen angeordnet.

3 Verendete Materialien und Versuchsprogramm

Zur Bestimmung der Material- und Verbundeigenschaften der für die Er-stellung der Parkhausfassade verwen-deten Materialien wurden am ibac ex-perimentelle Untersuchungen durch-geführt. Für diese Untersuchungen kamen die gleichen Materialien wie bei der Erstellung der Fassade zum Einsatz. Die Mauersteine – Vollklinker (l/b/h 490/115/52 mm³) und Hoch-lochklinker (l/b/h 240/90/90 mm³) – stammten aus derselben Produktions-charge wie die zur Erstellung der Fassade verwendeten Steine. Der Werk trockenmörtel NM IIa wurde als Sackware geliefert. Als Maueranker wurden Edelstahldrahtanker mit einem Durchmesser von 4 mm und einem um 90° gebogenen Schenkel mit einer Länge von 45 mm verwendet. In Bild 4 sind die für die experimentellen Un-tersuchungen verwendeten Materia-lien dargestellt.

Zur Bestimmung der Material-kennwerte wurden zunächst die we-sentlichen Normeigenschaften be-stimmt. Im zweiten Schritt erfolgten Untersuchungen an Kleinprüfkörpern zur Bestimmung der Verbundkenn-werte der Mauerwerkfassade. Im drit-ten Schritt wurden Untersuchungen an Wandprüfkörpern durchgeführt, um die Biege- und Drucktragfähigkeit der Mauerwerkfassade zu bestimmen. Die Untersuchungen an Klein- bzw. Wandprüfkörpern wurden im Alter von rd. 28 Tagen durchgeführt. An je-der zur Herstellung dieser Prüfkörper verwendeten Mörtelmischung wur-den die Frisch- und Festmörtelkenn-werte zum Zeitpunkt der jeweiligen Prüfung bestimmt.

Die experimentellen Untersuchun-gen sind in [2] näher beschrieben und werden im Folgenden aufgeführt.

4 Materialuntersuchungen4.1 Mauersteine

An den Mauersteinen wurden zu-nächst die Maße und die Planparalle-lität nach DIN EN 772-16:2011-07 [3] sowie die Ebenheit nach DIN EN

Bild 2. Rückseite der ParkhausfassadeFig. 2. Back of the car park façade

Bild 3. Versetzte Anordnung der Draht-ankerFig. 3. Displaced alignment of the anchor


33



mörtelkennwerte bestimmt. Die Frisch-mörtelrohdichte wurde nach DIN EN 1015-6:2007-05 [10] und der Luftge-halt nach DIN EN 1015-7:1998-12 [11] bestimmt. Die Kennwerte Trockenroh-dichte, Biegezug- und Druckfestigkeit wurden zum Zeitpunkt der jeweiligen Mauerwerkprüfung (im Alter von rd. 28 Tagen) nach DIN EN 1015-10:2007-05 [12] und DIN EN 1015-11:2007-05 [13] an jeweils drei Normprismen der Größe l/b/h 160/40/40 mm³ ermittelt.

Die Mörteldruckfestigkeit betrug nach 28 Tagen im Mittel 11,5 N/mm². Der kleinste Wert der Mörteldruckfe-stigkeit lag bei 8,3 N/mm². Der ver-wendete Normalmauermörtel ent-spricht übereinstimmend mit der Her-stellerangabe einer Mörtelgruppe IIa. Die Trockenrohdichte betrug im Mit-tel 1,70 kg/dm³.

4.3 Maueranker

An den Edelstahldrahtankern wurde lediglich die Zugfestigkeit nach DIN EN 846-5:2010-02 [17] bestimmt. Diese betrug im Mittel 689,3 N/mm².

5 Verbunduntersuchungen an kleinen Verbundkörpern

5.1 Allgemeines

Neben den Verbunduntersuchungen zwischen Mauerstein und Mauermör-tel zur Bestimmung der Haftscher- und Haftzugfestigkeit wurden auch Ver-bunduntersuchungen zwischen den Drahtankern und dem Mauermörtel zur Bestimmung der Druck- und Zug-tragfähigkeit der Drahtanker durchge-führt.

Ursprünglich sollte die Lager-fugendicke der Mauerwerkfassade 10 mm betragen. Aus diesem Grund wurden am ibac zunächst Verbundun-tersuchungen an Kleinprüfkörpern mit einer Lagerfugendicke von 10 mm durchgeführt. Aufgrund der Abwei-chungen der Maße der verwendeten Hochlochklinker sowie der Abwei-chungen der Ebenheit und Planparal-lelität der verwendeten Vollklinker (s. Abschnitt 4.1) wurde jedoch unmittel-bar vor Baubeginn der Parkhausfas-sade die Soll-Lagerfugendicke von 10 mm auf 13 mm vergrößert (s. a. Ab-schnitt 9.2.2). Aufgrund dieser Abwei-chungen wurde außerdem angenom-men, dass die Dicke der Ist-Lagerfugen im Mittel um ±3 mm variieren kann. Die Vergrößerung der Lagerfugen-

lag im Mittel bei 125,0 N/mm². Bei den Vollklinkern betrug die Druckfe-stigkeit 125,3 N/mm². Diese Steine werden daher der Festigkeitsklasse 60 zuordnet.

Bei den Vollklinkern wurden da-rüber hinaus Untersuchungen zur Be-stimmung der Spaltzugfestigkeit in An-lehnung an DIN EN 1048-5:1991-06 [9] durchgeführt. Dieser Wert ist bei der Ableitung der Biegezugfestigkeit von Relevanz, wie in Abschnitt 6.2 er-läutert ist. Zur Prüfung wurden die Vollklinker in eine Druckprüfmaschine gelegt und mittels zweier gegenüber-liegender Streifenlasten bis zum Bruch belastet (Bild 5). Bei allen Prüfkör-pern wurde die Belastungsgeschwin-digkeit so gewählt, dass die Höchst-lasten nach rd. 60 s erreicht wurden.

Die Spaltzugfestigkeit betrug im Mittel 8,1 N/mm². Auf Basis der Ein-zelwerte wurde eine statistische Aus-wertung durchgeführt, um den cha-rakteristischen Wert der Spaltzugfes-tigkeit fSZ,k,KMz zu bestimmen. Dieser Wert beträgt 6,17 N/mm².

4.2 Mauermörtel

An jeder zur Herstellung der Mauer-werkprüfkörper verwendeten Mörtel-mischung wurden die Frisch- und Fest-

772-20:2005-05 [4] bestimmt. Gene-rell weichen die Maße der Steine von den Mittelwert-Angaben des Herstel-lers stark ab. Bei den Hochlochklin-kern variiert die Länge zwischen 242 und 246 mm und die Höhe zwischen 93 und 95 mm, die Breite beträgt im Mittel 95 mm. Bei den Vollklinkern überschreiten die Länge und die Breite die Mittelwert-Angaben um je-weils 1 bis 4 mm, die gemessene Höhe beträgt 52 ± 1 mm. Die Vollklinker weichen von der Ebenheit mit bis zu 7 mm deutlich von der Norm ab. Dies liegt z. T. daran, dass diese Steine län-ger sind als handelsübliche Klinker. Bei den Hochlochklinkern beträgt die ma-ximale Abweichung der Ebenheit bzw. Planparallelität maximal 1 bzw. 2 mm.

Neben der Bestimmung der Plan-parallelität und Ebenheit an ganzen Steinen wurden bei den Vollklinkern zusätzlich die Ebenheit und Planparal-lelität im Bereich der Überbindung der Steine bestimmt. In diesem Bereich ist die maximale Abweichung von der Ebenheit lediglich 2 mm groß. Die ma-ximale Abweichung der Lagerflächen von der Planparallelität beträgt eben-falls 2 mm.

Die Trockenrohdichte wurde nach DIN EN 772-13:2000-9 [5] bestimmt. Bei den Hochlochklinkern betrug sie im Mittel 1,79 kg/dm³ und bei den Vollklinkern 2,25 kg/dm³.

Die anfängliche Wasseraufnahme wurde nach DIN EN 772-11:2011-07 [6], der kapillare Wasseraufnahmeko-effizient nach DIN EN ISO 15148: 2003-03 [7] bestimmt. Diese Untersu-chungen ergaben, dass sowohl die Voll- als auch die Hochlochklinker im Vergleich zu herkömmlichen Mauer-ziegeln stark nicht saugend sind.

Zur Bestimmung der Druckfestig-keit der Mauersteine wurden Druck-versuche an den Klinkern in Richtung Steinhöhe durchgeführt. Die Prüfung erfolgte im lufttrockenen Zustand nach DIN EN 772-1:2000-09 [8]. Die Druckfestigkeit der Hochlochklinker

Bild 4. Vollklinker, Hochlochklinker sowie EdelstahldrahtankerFig. 4. Clinker brick, hollow clinker brick, anchor made of high grade-steel

Bild 5. Prüfeinrichtung zur Bestim-mung der Spaltzugfestigkeit Fig. 5. Test setup for the determination of the splitting tensile strength




dicke könnte sich jedoch negativ auf den Verbund zwischen Mauerstein und Mauermörtel auswirken und so-mit zu einer geringeren Biegetragfä-higkeit der Vorsatzschale führen als die anhand von Kleinprüfkörpern mit einer Lagerfuge von 10 mm abgeleitete Biegezugfestigkeit. Um diesen Einfluss zu berücksichtigen, wurden am ibac nachträglich Untersuchungen an Klein-prüfkörpern mit Lagerfugendicken von 16 mm bzw. 13 mm durchgeführt. Anhand der Untersuchungen an Klein-prüfkörpern mit einer Lagerfugendi-cke von 16 mm sollte der Einfluss der dicksten zu erwartenden Fuge abge-deckt werden. Die Untersuchungen an Kleinprüfkörpern mit einer Lager-fugendicke von 13 mm sollten reali-tätsnahe Werte des Verbundes der Klinker-Vorsatzschale liefern. Aus diesem Grund wurden für die Herstel-lung dieser Prüfkörper die aus der Baustelle entnommenen Mauersteine und der Trockenmörtel vom Silo auf der Baustelle verwendet. Diese Unter-suchungen sind Teil der begleitenden Untersuchungen zur Baustellenüber-wachung, die in Abschnitt 9.1 näher beschrieben werden.

Die Mörtelmischung der Prüfkör-per mit einer Lagerfugendicke von 10 mm bzw. 16 mm wurde mit Tro-ckenmörtel als Sackware hergestellt. Der Mörtelauftrag erfolgte mit einer herkömmlichen Maurerkelle.

5.2 Haftscherfestigkeit nach DIN 18555-5

Es wurden zunächst Haftscherversuche an 2-Steinkörpern mit einer Lagerfu-gendicke von 12 mm nach dem deut-schen Prüfverfahren (DIN 18555-5: 1986-03 [14]) durchgeführt. Die Unter-suchungen erfolgten mit dem beim Nachweis der Verbundfestigkeit nach DIN V 18580:2007-03 [15] verwende-ten und hierfür als ungünstig angesehe-nen Kalksand-Referenzstein in Kombi-nation mit dem Normalmörtel NM IIa.

Die mittlere Haftscherfestigkeit betrug 0,17 N/mm². Aus diesem Wert multipliziert mit dem Prüffaktor 1,2 ergibt sich eine maßgebende Verbund-festigkeit nach DIN V 18580 von 0,20 N/mm².

5.3 Haftscherfestigkeit nach DIN EN 1052-3

Zur Bestimmung der Verbundeigen-schaften zwischen den Klinkern und

dem Normalmörtel unter Scherbean-spruchung wurden Haftscheruntersu-chungen an 3-Steinkörpern nach dem europäischen Prüfverfahren (DIN EN 1052-3:2007-06 [16]) ohne Auflast senkrecht zur Lagerfuge durchge-führt. Insgesamt wurden sechs Ver-suchsserien à sechs 3-Steinkörper un-tersucht, bei denen zum einen die La-gerfugendicke und zum anderen die Anordnung der Klinker variiert wurde.

Die Lagerfugendicke kann den Verbund zwischen Mauerstein und Mauermörtel negativ beeinflussen. Aus diesem Grund wurden bei den Untersuchungen drei verschiedene Lagerfugendicken – 10 mm (Serie B und C), 13 mm (Serie B2 bis B4) und 16 mm (Serie B16) – untersucht. Bei der Festlegung der untersuchten La-gerfugendicken wurde angenommen, dass die Ist-Lagerfugendicke der Mau-erwerkfassade im Mittel 13 ± 3 mm betragen wird.

Da die Fassade des Parkhauses aus zwei unterschiedlichen, alternie-renden Klinkern besteht und der Loch-anteil der Hochlochklinker einen Ein-fluss auf den Verbund haben kann, wurden bei der Herstellung der 3-Stein-körper mit einer Lagerfugendicke von 10 mm zwei Varianten bei der Anord-nung der Klinker untersucht. Bei der ersten Variante (Serie B) wurden als

äußere Mauersteine die Vollklinker ge-wählt und als mittlerer Mauerstein der Hochlochklinker (Bild 6, links). Bei der zweiten Variante (Serie C) wurden als mittlerer Mauerstein der Vollklin-ker und als äußere Mauersteine die Hochlochklinker gewählt (Bild 6, rechts). Bei den Verbundkörpern mit einer Lagerfugendicke von 13 mm bzw. 16 mm wurde lediglich die Anordnung analog der ersten Variante (Serie B) untersucht.

Bei der Herstellung der 3-Stein-körper mussten zunächst die Vollklin-ker auf das Format der Hochloch-klinker (l = 240 mm und b = 92 mm) zurechtgeschnitten werden. Danach wurden die späteren Auflagerflächen der beiden äußeren Mauersteine und die Lasteinleitungsfläche des mittleren Mauersteins mit Zementmörtel abge-glichen.

Die Prüfung der Haftscherfestig-keit erfolgte kraftgeregelt 28 Tage nach Herstellung. Während der Prü-fung wurden die Verformungen in den Fugen in Richtung der Belastung mit jeweils zwei induktiven Wegaufneh-mern W1 auf beiden Seiten der Prüf-körper in der Mitte der Überbinde-länge gemessen.

Eine Übersicht der Untersu-chungsergebnisse ist in Bild 7 darge-stellt. Gezeigt sind jeweils die Mittel-

Bild 6. Prüfeinrichtung zur Bestimmung der Haftscherfestigkeit in Anlehnung an DIN EN 1052-3; Serie B (links); Serie C (rechts)Fig. 6. Test setup for the determination of the adhesive shear strength according to DIN EN 1052-3; series B (left); series C (right)


35



dicke auf die Haftzugfestigkeit zu über-prüfen, wurden anschließend Unter-suchungen an Verbundkörpern mit einer Lagerfugendicke von 16 mm (Serie E16) durchgeführt. Ferner wur-den weitere vier Versuchsserien von Haftzugversuchen an Verbundkörpern mit einer Lagerfugendicke von 13 mm durchgeführt (Serie E1 bis E4).

Für die Bestimmung der Haftzug-festigkeit wurde als Verbundlänge das Überbindemaß der geplanten Klinker-Vorsatzschale l = 115 mm gewählt. Die Breite der Verbundfläche ergab sich aus der Steinbreite des schmale-ren Hochlochklinkers b = 92 mm. Vor der Herstellung der 2-Steinkörper wurden die Länge und Breite der Voll-klinker und die Länge der Hochloch-klinker auf dieses Maß zurechtge-schnitten, so dass die Lagerfläche der Steine 115 × 92 mm² betrug.

Die Prüfung erfolgte im Alter von 28 Tagen. Vor Durchführung der Ver-suche wurden auf die Lasteinleitungs-flächen (Lagerflächen der Mauersteine) Stahlplatten mit einem Zweikompo-nenten-Kleber geklebt. Der Anschluss an die Prüfmaschine erfolgte gelenkig. Der für die Versuchsdurchführung ge-wählte Versuchsaufbau ist in Bild 8 dar-gestellt. Die Belastung wurde kraftge-regelt aufgebracht. Die Belastungsge-schwindigkeit wurde so eingestellt, dass der Bruch nach rd. 60 bis 90 s eintrat.

Eine Übersicht der Untersuchungs-ergebnisse ist in Bild 9 dargestellt. Ge-zeigt sind die Mittelwerte der Haft-zugfestigkeit sowie die Streubereiche der einzelnen Versuchswerte.

Aus den Versuchen an Verbund-körpern mit einer Lagerfugendicke von 10 mm resultierte eine mittlere Haft-zugfestigkeit von 0,79 N/mm². Daraus ergibt sich auch unter Berücksichtigung

werte der Haftscherfestigkeit sowie die Streubereiche der einzelnen Ver-suchswerte.

Die Mittelwerte der Haftscherfe s-tigkeit variierten zwischen 0,40 und 0,52 N/mm². Diese Untersuchungen zeigen allgemein, dass im vorliegen-den Fall die Haftscherfestigkeit nicht von der Lagerfugendicke abhängt.

Bei den Prüfkörpern mit einer Lagerfugendicke von 10 mm ergab sich aus der mittigen Anordnung des Hochlochklinkers (Serie B) eine ge-ringere mittlere Haftscherfestigkeit von 0,40 N/mm². Bei der Anordnung der Hochlochklinker an den Außen-seiten (Serie C) resultierte vermutlich aufgrund der ausgeprägten Mörteldor-nen eine höhere mittlere Haftscher-festigkeit (0,52 N/mm²). Aus diesem Grund wurde zunächst angenommen, dass die Anordnung der Klinker einen großen Einfluss auf die Haftscherfe s-tigkeit hat. Bei den Untersuchuchun-gen an Kleinprüfkörpern mit einer La-gerfugendicke von 13 mm bzw. 16 mm konnte diese Annahme jedoch nicht bestätigt werden. Die mittlere Haft-scherfestigkeit für eine Lagerfugendi-cke von 16 mm betrug 0,50 N/mm². Für eine Lagerfugendicke von 13 mm resultierte eine mittlere Haftscherfe s-tigkeit aus den drei geprüften Serien von 0,49 N/mm².

Zur Ermittlung der charakteristi-schen Haftscherfestigkeit wird erfah-rungsgemäß ein Abminderungsfaktor von 0,7 bezogen auf den Mittelwert gewählt. Als Mittelwert wird auf der sicheren Seite liegend der kleinste Mittelwert (0,40 N/mm²) der Serie B angesetzt. Daraus ergibt sich unab-hängig von der Lagerfugendicke eine charakteristische Haftscherfestigkeit von 0,28 N/mm².

5.4 Haftzugfestigkeit

Zur Bestimmung der Verbundeigen-schaften zwischen den Klinkern und dem Normalmörtel unter Zugbean-spruchung wurden zentrische Haft-zugversuche an 2-Steinkörpern durch-geführt. Hierfür wurden insgesamt sechs Versuchsserien à sechs 2-Stein-körper, bestehend aus einem Hoch-lochklinker und einem Vollklinker, hergestellt.

Analog zu den Haftscherversu-chen wurden zunächst Prüfkörper mit einer Lagerfugendicke von 10 mm (Serie E) untersucht. Mit dem Ziel, den Einfluss einer dickeren Lagerfugen-

Bild 7. Haftscherfestigkeit; Übersicht (Mittelwerte und Streu-bereiche)Fig. 7. Adhesive shear strength; survey (means and ranges of dispersion)

Bild 8. Prüfeinrichtung zur Bestimmung der HaftzugfestigkeitFig. 8. Test setup for the determination of the adhesive tensile strength

Bild 9. Haftzugfestigkeit; Übersicht (Mittelwerte und Streu-bereiche)Fig. 9. Adhesive tensile strength; survey (means and ranges of dispersion)




Die für die Versuchsdurchfüh-rung entwickelte Versuchseinrichtung ist in den Bildern 11 und 12 dargestellt. Die 2-Steinkörper wurden in der Prüf-einrichtung so angeordnet, dass die Achse des Ankers axial und in Bela-stungsrichtung verlief. Bei der Druck-prüfung wurden die Anker in einem Abstand von 10 mm zur Oberfläche des 2-Steinkörpers geklemmt (s. Bild 12). Die Belastung erfolgte kraftgeregelt.

ker-Vorsatzschale 115·92 mm² gewählt, so dass vor der Herstellung der 2-Stein-körper die Klinker auf die Länge von 115 mm und im Falle der Vollklinker auf die Breite von 92 mm zurechtge-schnitten wurden. Die Lagerfugendicke betrug 10 mm. Der Anker wurde mit dem um 90° gebogenen Schenkel mit-tig im Mörtelbett eingebettet, wie in Bild 10 gezeigt. Die Verankerungslänge betrug 45 mm.

eines empirischen Abminderungsfak-tors von 0,7 eine charakteristische Haft-zugfestigkeit von 0,55 N/mm².

Die Untersuchungen an Verbund-körpern mit einer Lagerfugendicke von 16 mm lieferten eine deutlich ge-ringere mittlere Haftzugfestigkeit (0,30 N/mm²) als die Untersuchungen an Verbundkörpern mit einer Lager-fugendicke von 10 mm. Daraus ergibt sich eine charakteristische Haftzug-festigkeit von 0,21 N/mm².

Bei den Prüfkörpern mit einer La-gerfugendicke von 13 mm lagen die Ein-zelwerte zwischen 0,19 N/mm² und 0,62 N/mm². Die mittlere Haftzugfes-tigkeit variierte zwischen 0,27 N/mm² und 0,43 N/mm². Der Mittelwert aller Serien betrug 0,34 N/mm². Es liegen genügende Einzelwerte vor, um die charakteristische Haftzugfestigkeit mithilfe einer statistischen Auswer-tung zu bestimmen. Der Wert, der da-raus resultieren würde, ist jedoch auf-grund der großen Streuung sehr klein. Um die charakteristische Haftzugfe s-tigkeit zu bestimmen, wird daher auf Erfahrung basierend die mittlere Haft-zugfestigkeit ebenfalls mit einem Fak-tor von 0,7 abgemindert. Die charak-teristische Haftzugfestigkeit für eine Lagerfugendicke von 13 mm beträgt somit 0,24 N/mm².

Anders als bei der Haftscherfes-tigkeit beeinflusst die Lagerfugendicke die Haftzugfestigkeit sehr stark, wie die Ergebnisse in Bild 9 zeigen. Dieser Zusammenhang ist jedoch nicht linear. Für eine Lagerfugendicke von 13 mm wurde daher ein charakteristischer Haftzugfestigkeitswert (0,24 N/mm²) ermittelt, der deutlich kleiner ist, als der durch Interpolation zwischen den Werten für eine Lagerfugendicke von 10 mm bzw. 16 mm resultieren würde (0,38 N/mm²).

5.5 Zug- und Drucktragfähigkeit der Maueranker

Zur Bestimmung der Zug- und Druck-tragfähigkeit der Drahtanker nach DIN EN 846-5:2010-02 [17] wurden Zug- und Druckversuche an in Nor-malmörtel eingebetteten Drahtankern durchgeführt. Hierfür wurden für eine Zugbeanspruchung 15 2-Steinkörper und für eine Druckbeanspruchung 12 2-Steinkörper hergestellt.

Als Lagerfläche der Steine wurde analog zu den Haftzugfestigkeitsprü-fungen die Überbindefläche der Klin-

Bild 10. Herstellung der 2-Steinkörper zur Bestimmung der Drucktragfähigkeit der AnkerFig. 10. Preparation of the 2-stone specimens to determine the compressive load capacity of the anchor

Bild 11. Prüfeinrichtung zur Bestimmung der Zugtragfähigkeit der DrahtankerFig. 11. Test setup for the determination of the tension resistance of the anchor

Bild 12. Prüfeinrichtung zur Bestimmung der Drucktragfähigkeit der DrahtankerFig. 12. Test setup for the determination of the compressive capacity of the anchor


37



Während der Prüfung wurde die Ver-schiebung des 2-Steinkörpers in Prüf-richtung gegenüber der Klemmvor-richtung mit zwei induktiven Wegauf-nehmern W10 gemessen.

Die Last-Verschiebungskurven sind in den Bildern 13 und 14 abgebil-det. In Anlehnung an DIN EN 846-5 wurden die maximal aufnehmbaren Kräfte der in der Lagerfuge eingebet-teten Drahtanker für eine Zug- bzw. Druckbeanspruchung bestimmt. Dar-über hinaus wurden die Kräfte bei einer Verschiebung des Ankers gegenüber der Mauerwerkoberfläche (Schlupf) von 1 mm bzw. 5 mm bestimmt. Die maßgebende Zug- bzw. Drucktragfä-higkeit der Drahtanker resultiert aus den kleinsten dieser Werte.

Auf Basis der gewonnenen Ver-suchsdaten wurde eine statistische Aus-wertung durchgeführt, um charakteri-stische Werte für die Zug- und Druck-tragfähigkeit der Drahtanker abzuleiten. Für eine Zugbeanspruchung der Fas-sade ergibt sich ein maßgebender cha-rakteristischer Wert von fZ,k = 1,10 kN. Für eine Druckbeanspruchung resul-tiert ein maßgebender charakteristi-scher Wert von fD,k = 2,26 kN.

6 Ableitung der Biegezugfestigkeit6.1 Allgemeines

Die Biegezugfestigkeit der Klinker-Vor-satzschale sollte auf Grundlage der am ibac durchgeführten experimentellen Untersuchungen an Kleinprüfkörpern und der daraus ermittelten charakteri s-tischen Verbundfestigkeitswerte (s. Ab-schnitt 5) abgeleitet werden. Hierbei wurde zwischen einer Beanspruchung senkrecht und parallel zur Lagerfuge sowie zwischen jeweils zwei Versa-gensarten, nämlich Steinversagen und Fugenversagen, unterschieden, wie im Folgenden näher erläutert wird.

6.2 Biegebeanspruchung senkrecht zu den Lagerfugen

In den seltensten Fällen ist die Stein-zugfestigkeit in Steinhöhe geringer als die Haftzugfestigkeit zwischen Mau-erstein und Mauermörtel, weshalb bei einer Biegebeanspruchung senkrecht zu den Lagerfugen die Haftzugfestig-keit zwischen Stein und Mörtel aus-schlaggebend ist. Steinversagen kann im vorliegenden Fall ausgeschlossen werden, da die Steinzugfestigkeit des Vollklinkers (6,17 N/mm²/1,1) und sicher auch die des Hochlochklinkers (nicht bestimmt) deutlich größer als die Haftzugfestigkeit ist.

Die charakteristische Biegezug-festigkeit der Parkhausfassade für eine Beanspruchung senkrecht zu den Lagerfugen wurde daher auf Grund-lage der in Abschnitt 5.4 resultieren-den charakteristischen Haftzugfestig-keit wie folgt abgeleitet:

f 2 ül

· fxk1,1St,KMz

HZ,k≈ ⋅

(1)

In Abhängigkeit der Lagerfugendicke ergeben sich die in Tabelle 1 angege-benen Biegezugfestigkeiten senkrecht zu den Lagerfugen.

Eine Vergrößerung der Lager fu-gen dicke gegenüber der ursprünglich

geplanten Lagerfugendicke von 10 mm wirkt sich negativ auf die Haftzugfe s-tigkeit aus, wie in Abschnitt 5.4 be-schrieben. Dies führt wiederum zu deutlich geringeren Biegezugfestigkei-ten der Mauerwerkfassade für eine Be-anspruchung senkrecht zur Lagerfuge (s. Tabelle 1). Der Zusammenhang zwi-schen der Lagerfugendicke und der Biegezugfestigkeit senkrecht zur Lager-fuge ist ebenfalls nicht linear.

6.3 Biegebeanspruchung parallel zu den Lagerfugen

Bei einer Biegebeanspruchung der Mauerwerkfassade parallel zu den La-gerfugen kann sowohl Fugenversagen als auch Steinversagen eintreten.

Bei Fugenversagen (Fall 1) kann zur Abschätzung der Biegezugfestig-keit parallel zur Lagerfuge ersatzweise die in Abschnitt 5.3 ermittelte charak-teristische Haftscherfestigkeit ange-setzt werden. Die Drehbewegung der Steine entspricht in diesem Fall einer Torsionsbeanspruchung (s. Bild 21). Die Wirkung der Stoßfugen wird in diesem Fall, auf der sicheren Seite lie-gend, vernachlässigt.

Da bei der Ermittlung der Haft-scherfestigkeit kein negativer Einfluss bei der Vergrößerung der Lagerfugen-dicke festgestellt wurde, ergibt sich

Bild 13. Last-Schlupf-Kurven; Zugversuche an DrahtankernFig. 13. Load-slip curves, tensile tests on anchors

Bild 14. Last-Schlupf-Kurven; Druckversuche an DrahtankernFig. 14. Load-slip curves, compression tests on anchors

Tabelle 1. Abgeleitete charakteristische Biegezugfestigkeit für eine Biegebeanspru-chung senkrecht zu den Lagerfugen Table 1. Derived characteristic flexural strength for a bending stress perpendicular to the bed joint

Dicke der Lagerfuge

charakteristische HaftzugfestigkeitfHZ,k

charakteristische Biegezugfestigkeitfxk1,1

mm N/mm²

10 0,55 0,26

13 0,24 0,12

16 0,21 0,10




Die abgeglichenen Wandprüfkör-per wurden in einem Alter von min-destens 28 Tagen in die Prüfeinrich-tung eingebaut und die Vertikallast zentrisch auf die Lasteinleitungsflä-che aufgebracht. Die Versuche wurden kraftgeregelt durchgeführt. Bild 15 zeigt beispielhaft einen in die Druck-Prüfmaschine eingebauten Wandprüf-körper. Die Mauerwerkwände wur-den mit einer konstanten Geschwin-digkeit belastet, so dass die Höchstlast nach ca. 5 bis 7 Minuten erreicht wurde. An den Prüfkörpern wurden mit vier induktiven Wegaufnehmern

von rd. 1245 mm und einer Wandlänge von rd. 1260 mm hergestellt.

Die erste Steinlage, bestehend aus Vollklinkern, wurde jeweils einen Tag vor Herstellung der Wandprüfkör-per auf den Stahlplatten in eine Aus-gleichsschicht aus Zementmörtel ge-setzt. Analog zur Parkhausfassade wur-den in jeder ungeraden Steinlage die Vollklinker lufttrocken aneinander vermauert. In jeder geraden Steinlage wurden die Hochlochklinker jeweils mit einem Luftzwischenraum von ca. 260 mm ebenfalls lufttrocken vermau-ert. Die Klinker wurden bündig an der Rückseite der Wand angeordnet. Für die Mörtelmischung wurde der Tro-ckenmörtel als Sackware verwendet. Der Mörtelauftrag erfolgte von Hand. Die Prüfkörper wurden mit einer La-gerfugendicke von 13 mm, einer Stoß-fugendicke von 10 mm und einem Überbindemaß von ü = 115 mm herge-stellt.

Die erste Wand wurde innerhalb eines Tages errichtet. Aufgrund der stark nicht saugenden Eigenschaften und des Gewichtes der Klinker war eine lotrechte Herstellung der Wand ab einem Meter Wandhöhe jedoch problematisch. Um eine ungewollte Schiefstellung der Wand bei der Her-stellung zu vermeiden, wurden die an-deren beiden Wandprüfkörper daher an zwei aufeinander folgenden Tagen (eine Wandhälfte pro Tag) hergestellt.

Vor der Prüfung der Mauerwerk-druckfestigkeit wurde die Lasteinlei-tungsfläche der Wandprüfkörper mit Gips abgeglichen. Als Lasteinleitungs-breite wurde die geringste Wandbreite gewählt, d. h. die Breite der Hoch-lochklinker in jeder geraden Steinlage (ca. 92 mm).

unabhängig von der Lagerfugendicke eine charakteristische Biegezugfestig-keit der Parkhausfassade parallel zur Lagerfuge von:

f f 0,28 N mmxk2,1(Torsion) vk02≈ =

(2)

Für den Fall des Steinzugversagens der Vollklinker (Fall 2a) wurde die Bie-gezugfestigkeit mithilfe der Messung der Spaltzugfestigkeit nach dem Natio-nalen Anhang zu Eurocode 6 [18] ab-geleitet. Näherungsweise gilt, dass das Verhältnis Spaltzugfestigkeit zu Zug-festigkeit zwischen 1,1 und 1,3 liegt. Auf Grundlage der in Abschnitt 4.1 ermittelten charakteristischen Spalt-zugfestigkeit resultiert eine charakte-ristische Biegezugfestigkeit parallel zur Lagerfuge von:

f 0,5 6,17 1,1 2,80 N mm .xk2,2a2= ⋅ =

(3)

Für den Fall des Steinzugversagens der Hochlochklinker (Fall 2b) leitet sich die Biegezugfestigkeit parallel zur Lagerfuge mithilfe der rechnerischen Steinzugfestigkeit fbt,cal nach dem Na-tionalen Anhang zu Eurocode 6 [18] wie folgt ab:

f 0,5 f

0,5 0,026 75 N mm

0,98 N mm .

xk2,2b bt,cal

2

2

)(≈ ⋅

= ⋅ ⋅

= (4)

6.4 Abgeleitete charakteristische Biegezugfestigkeit

Die auf Grundlage der am ibac durchge-führten experimentellen Untersuchun-gen an Kleinprüfkörpern abgeleiteten charakteristischen Biegezugfestigkeits-werte der gelochten Mauerwerkfassade sind in Tabelle 2 zusammengefasst.

7 Tragfähigkeitsuntersuchungen an Mauerwerkwänden

7.1 Drucktragfähigkeit kleiner Mauerwerkwände

Zur Bestimmung der Drucktragfähig-keit der gelochten Klinker-Vorsatz-schale wurden am ibac Druckversuche an kleinen Mauerwerkwänden nach DIN EN 1052-1:1998-12 [19] durch-geführt. Hierfür wurden insgesamt drei Wandprüfkörper mit einer Wandhöhe

Tabelle 2. Abgeleitete charakteristische Biegezugfestigkeit der ParkhausfassadeTable 2. Derived characteristic flexural strength of the car park façade

Biegezugbean-spruchung

Dicke der Lagerfuge

charakteristische Biegezugfestigkeit fxki,i

FugenversagenSteinversagen

Vollklinker Hochlochklinker

Fall 1 Fall 2a Fall 2b

mm N/mm²

senkrecht zur Lagerfuge

10 0,26

– –13 0,12

16 0,10

parallel zur Lagerfuge

10 0,28

2,80 0,9813 0,28

16 0,28

Bild 15. Prüfeinrichtung zur Bestim-mung der Drucktragfähigkeit von Wandprüfkörpern in Anlehnung an DIN EN 1052-1Fig. 15. Test setup for the determina-tion of the compression strength of masonry wall specimens based on DIN EN 1052-1


39



beschriebenen. Die Prüfkörper wur-den ebenfalls in zwei aufeinander fol-genden Tagen hergestellt.

Zur Prüfung der Biegezugfestig-keit wurden die Mauerwerk-Prüfkör-per in die Prüfeinrichtung – wie in den Bildern 17 und 19 dargestellt – einge-baut. Auf das Aufbringen einer gemäß DIN EN 1052-2 vorgeschriebenen ver-tikalen Auflast von 0,0025 bis 0,005 N/mm² nach der Herstellung der Probe-körper wurde verzichtet. Die Belas-tung erfolgte verformungsgeregelt über den Kolbenvorschub. Die Maximallast wurde nach rd. 10 bis 15 min erreicht.

7.2.2 Biegebeanspruchung senkrecht zu den Lagerfugen

Die Wandgeometrie und der verwen-dete Versuchsaufbau zur Bestimmung der Biegezugfestigkeit senkrecht zur La-gerfuge ist in Bild 17 schematisch darge-stellt. Die Prüfkörperabmessungen wur-den so gewählt, dass eine ausreichende Biegeschlankheit der Wände (l = 15,3) gewährleistet war. Die äußeren Auflager wurden 106 mm von den Außenkanten der Prüfkörper angeordnet. Das Verhält-nis des Abstands der inneren und äuße-ren Auflager wurde zu 0,45 festgelegt, sodass der in [20] geforderte Verhältnis-wert von 0,4 bis 0,6 eingehalten wurde.

Während der Versuchsdurchfüh-rung wurde die Wandmittendurchbie-gung an den seitlichen Rändern (rechts und links) mit zwei induktiven Weg-aufnehmern W10 gemessen.

Insgesamt konnten zwei der drei hergestellten Wandprüfkörper geprüft

7.2 Biegetragfähigkeit kleiner Mauerwerkwände

7.2.1 Allgemeines

Zur Bestimmung der Tragfähigkeit der gelochten Mauerwerkfassade un-ter Biegebeanspruchung wurden Bie-gezugversuche senkrecht und parallel zur Lagerfuge an kleinen Mauerwerk-wänden in Anlehnung an DIN EN 1052-2:1999-10 [20] durchgeführt. Hierfür wurde je Beanspruchungs-richtung eine Versuchsserie à jeweils drei Wandprüfkörper mit einer Lager-fugendicke von 13 mm hergestellt.

Die Wandprüfkörper wurden auf Stahlträgern hergestellt, mit denen sie auch später in der Prüfmaschine ein-gebaut wurden. Zwischen der ersten Steinlage und den Stahlträgern wur-den 2-lagige Folienlager angeordnet. Die grundsätzliche Vorgehensweise bei der Herstellung der Wandprüfkör-per entspricht der in Abschnitt 7.1

W10 die Längsverformungen gemes-sen und daraus die Spannungs-Deh-nungslinien bis zur Bruchlast ermit-telt.

In Bild 16 sind die Spannungs-Dehnungslinien der untersuchten Mauerwerkprüfkörper dargestellt. Die Druckfestigkeit des ersten Wandprüf-körpers war, wie erwartet, aufgrund der ungewollten Schiefstellung bei der Herstellung geringer als bei den ande-ren beiden Prüfkörpern.

Die mittlere Druckfestigkeit der untersuchten Mauerwerk-Prüfkörper lag bei 13,5 N/mm². Unter Berücksichti-gung eines empirischen Abminderungs-faktors der mittleren Druckfestigkeit von 0,8 resultiert eine charakteristi-sche Druckfestigkeit der Klinker-Vor-satzschale von 10,8 N/mm².

Der mittlere Elastizitätsmodul, der bei einem Drittel der Höchstbelas-tung als Sekantenmodul bestimmt wurde, betrug 10 511 N/mm².

Bild 16. Spannungs-Dehnungslinien für eine Druckbeanspruchung; Mittelwert-kurvenFig. 16. Stress-strain curves for a compressive stress, mean value curves

Bild 17. Biegezugversuche senkrecht zur Lagerfuge nach DIN EN 1052-2; Wandgeometrie (links); Prüfkörper und Versuchs-aufbau (rechts)Fig. 17. Flexural tests perpendicular to the bed joint according to DIN EN 1052-2; wall geometry (left), test specimens and test set-up (right)




Bild 17) wurde vereinfachend das Wi-derstandsmoment wie folgt berech-net:

Wb l

63

92 2406

3 mm

1.015.680 mm .

sst,KHLz

2st,KHLz

23

3

=⋅

⋅

= ⋅ ⋅

=

(6)

Auf Basis dieser Werte wurde für den Fall Fugenversagen eine äquiva-lente Biegezugfestigkeit senkrecht zu den Lagerfugen wie folgt be-stimmt:

l1 Abstand zwischen den äußeren Auflagern

l2 Abstand zwischen den Lasteinlei-tungspunkten

Die Moment-Durchbiegungslinien der Biegezugversuche senkrecht zur La-gerfuge sind in Bild 18 dargestellt. Aus der kleinsten gemessenen Maxi-mallast einer der zwei durchgeführten Versuche resultierte ein Moment in Wandmitte von 0,26 kNm. Die mini-mal gemessene Verformung beim Er-reichen der Maximallast betrug ca. 0,08 mm.

Bezogen auf die Wandgeometrie der untersuchten Wandprüfkörper (s.

werden. Die dritte Wand wurde beim Vorbereiten zur Prüfung bereits be-schädigt. Bei beiden durchgeführten Versuchen erfolgte Fugenversagen.

An den Prüfkörpern wurden je-weils die Momenten-Durchbiegungs-linien ermittelt. Das maximale Mo-ment zwischen den inneren Auflagern berechnet sich zu:

M F2

l l

21 2= ⋅

− (5)

mitM maximales Moment zwischen den

inneren AuflagernF maximale Last

Bild 18. Moment-Durchbiegungslinien für eine Biegezugbe-anspruchung senkrecht zur Lagerfuge; MittelwertkurvenFig. 18. Moment-deflection curves for a flexural tension stress perpendicular to the bed joint; mean value curves

Bild 19. Biegezugversuche parallel zur Lagerfuge in Anlehnung an DIN EN 1052-2; Wandgeometrie (oben); Prüfkörper und Versuchsaufbau (unten)Fig. 19. Flexural tests parallel to the bed joint according to DIN EN 1052-2; wall geometry (above), test specimens and test set-up (below)

Bild 20. Moment-Durchbiegungslinien für eine Biegezugbe-anspruchung parallel zur Lagerfuge; MittelwertkurvenFig. 20. Moment-deflection curves for a flexural tension stress parallel to the bed joint; mean value curves


41



MW

1,78 kNm3.057.900 mm

0,58 N mm .

BZ,pp,Torsion

3

2

β =

=

=

(9)

Unter Berücksichtigung eines empiri-schen Abminderungsfaktors von 0,7 ergibt sich eine äquivalente charakte-ristische Biegezugfestigkeit der ge-lochten Mauerwerkfassade fxk2,1 für eine Beanspruchung parallel zu den Lagerfugen von 0,40 N/mm².

7.2.4 Äquivalente charakteristische Biegezugfestigkeit

In Tabelle 3 sind die resultierenden äquivalenten Biegezugfestigkeiten der gelochten Parkhausfassade zusammen-gefasst.

8 Ansetzbare Biegezugfestigkeit

Mit dem Ziel, die Tragfähigkeit der Mauerwerkfassade unter Biegebean-spruchung zur Erlangung einer Zu-

minimal gemessene Verformung in Wandmitte betrug beim Erreichen der Bruchlast 0,47 mm.

Unter der Annahme einer Tor-sionsbeanspruchung der Lagerfugen, die in Bild 21 schematisch dargestellt ist, resultiert für die gewählte Wand-geometrie der untersuchten Prüfkör-per (s. Bild 19) folgendes Widerstands-moment:

W r2

10 2

462

10 2 mm

3.057.900 mm .

p,Torsion

3

33

3

= ⋅ π ⋅ ⋅

= ⋅ π × ⋅

=

(8)

Für den Fall Fugenversagen beträgt die äquivalente Biegezugfestigkeit pa-rallel zu den Lagerfugen somit:

MW

0,26 kNm1.015.680 mm

0,26 N mm .

BZ,ss

3

2

β = =

= (7)

Zur Ermittlung der charakteristischen Biegezugfestigkeit wurde ebenfalls auf Erfahrung beruhend die äquivalente Biegezugfestigkeit mit einem Faktor von 0,7 abgemindert. Die äquivalente charakteristische Biegezugfestigkeit der gelochten Mauerwerkfassade fxk1,1 für eine Beanspruchung senkrecht zu den Lagerfugen beträgt somit 0,18 N/mm².

7.2.3 Biegebeanspruchung parallel zu den Lagerfugen

In Bild 19 sind die Wandgeometrien und der verwendete Versuchsaufbau zur Bestimmung der Biegezugfestig-keit parallel zur Lagerfuge schema-tisch dargestellt. Die Prüfkörperabmes-sungen wurden ebenfalls so gewählt, dass eine ausreichende Biegeschlank-heit der Wände (l = 9,9) gewährleistet war. Die äußeren Auflager wurden 62 mm von den Außenkanten der Prüfkörper angeordnet. Das Verhält-nis des Abstands der inneren und der äußeren Auflager wurde bei der ersten und zweiten Wand zu 0,47 gewählt, so dass der in [20] geforderte Verhältnis-wert von 0,4 bis 0,6 eingehalten wurde. Aufgrund der Steingeometrie und der Bruchbilder der ersten beiden Wand-versuche wurde für die Prüfung der dritten Wand der Abstand zwischen den inneren Auflagern kleiner ge-wählt (s. Bild 19). Dies erfolgte mit dem Ziel, Fugenversagen in der Mitte der Wand zu erzeugen.

Während der Versuchsdurchfüh-rung wurde die Wandmittendurchbie-gung am oberen und unteren Rand mit induktiven Wegaufnehmern W10 gemessen.

Die Moment-Durchbiegungslinien der Biegezugversuche sind in Bild 20 dargestellt. Der Versagensfall der drei durchgeführten Versuche war ebenfalls Fugenversagen. Das kleinste resultie-rende Moment betrug 1,78 kNm. Die

Bild 21. Torsions-beanspruchung Fig. 21. Torsional loading

Tabelle 3. Äquivalente charakteristische Biegezugfestigkeit der ParkhausfassadeTable 3. Equivalent characteristic flexural strength of the car park façade

Biegezugbeanspruchung Dicke der Lagerfuge

charakteristische Biegezugfestigkeit fxki,1

Fugenversagen

mm N/mm²

senkrecht zur Lagerfuge13

0,18

parallel zur Lagerfuge 0,40

Tabelle 4. Ansetzbare charakteristische Biegezugfestigkeit der ParkhausfassadeTable 4. Permitted characteristic flexural strength of the car park façade

Biegezugbean-spruchung

Dicke der Lagerfuge

charakteristische Biegezugfestigkeit fxki,i

Fugen versagenStein-

versagen

Vollklinker Hochloch klinker

Fall 1 Fall 2a Fall 2b

mm N/mm²

senkrecht zur Lagerfuge

10 0,26

– –13 0,181)

16 0,10

parallel zur Lagerfuge

10 0,28

2,80 0,9813 0,28

16 0,28

1) Dieser Wert wurde durch lineare Interpolation bestimmt und durch Biegezugversuche an Wänden bestätigt.




werte der Parkhausfassade zu über-prüfen, wurden nach jedem Baustel-lenbesuch zusätzlich Kleinprüfkörper, bestehend aus den auf der Baustelle entnommenen Mauersteinen und Tro-ckenmörtel NM IIa vom Silo der Bau-stelle, mit einer Lagerfugendicke von 13 mm hergestellt. Die Frisch- und Festmörtelkennwerte der Mörtelmi-schungen aus Werktrockenmörtel als Sackware bzw. vom Silo unterschieden sich ebenfalls nur unwesentlich vonei-nander. Die Ergebnisse der Haftscher-prüfungen (Serien B2 bis B4) sind in Bild 7, Abschnitt 5.3, die der Haftzug-prüfungen (Serien E1 bis E4) in Bild 9, Abschnitt 5.4, aufgeführt.

Des Weiteren wurden bei jeder Ortsbesichtigung Normprismen mit Frischmörtel von der Baustelle herge-stellt, um die Festmörtelkennwerte nach 28 Tagen zu bestimmen. Die Kon-sistenz der auf der Baustelle hergestell-ten Mischungen war augenscheinlich steifer als die der im Labor hergestell-ten (s. Abschnitt 4.2). Die Druckfestig-keit der Baustellenmörtelmischung lag im Mittel bei 12,8 N/mm². Der kleinste Wert betrug 7,9 N/mm².

9.2 Baustellenüberwachung9.2.1 Allgemeines

Eine der Anforderungen bei der Zu-stimmung im Einzelfall bestand darin, die planmäßige Ausführung der ge-lochten Mauerwerkfassade zu über-wachen und zu protokollieren. Wäh-rend der Bauphase wurden daher fünf Ortsbesichtigungen der Baustelle des Parkhauses in Bochum zwischen den Monaten April und Juni des Jahres 2013 durchgeführt.

9.2.2 Musterwand

Bei der ersten Besichtigung wurde eine Musterwand augenscheinlich be-gutachtet, bevor die Ausführungsfirma mit der Erstellung der Klinker-Vorsatz-schale begann. Die Musterwand be-stand analog der geplanten Parkhaus-fassade aus einem geschlossenen so-wie einem gelochten Wandabschnitt. Die Soll-Lagerfugendicke betrug wie im Architektenentwurf vorgesehen 10 mm. Bei der Herstellung der Mus-terwand wurden jedoch aufgrund der Unebenheiten der Mauersteine Aus-führungsfehler festgestellt. Dazu zählen eine sehr kleine Ist-Lagerfugendicke sowie eine ungenügend kleine Mörtel-

festigkeit (0,28 N/mm²) die auf Grund-lage der Haftscherfestigkeit abgelei-tete Biegezugfestigkeit angesetzt (s. Tabelle 4). Die äquivalente Biegezug-festigkeit (0,40 N/mm²), die durch die Wandversuche bestimmt wurde, setzt eine vollflächige Vermörtelung der Stoßfugen voraus. Anders als bei der Herstellung von Wandprüfkörpern im Labor kann dies in der Praxis jedoch nicht mit Sicherheit gewährleistet werden, wie auch bei der Baustellen-überwachung beobachtet wurde (s. Abschnitt 9). Im Vergleich dazu wurde zur Ableitung der Biegezugfestigkeit ein vereinfachter Ansatz einer Torsi-onsbeanspruchung der Lagerfuge ge-wählt, bei dem lediglich der Verbund zwischen Mauerstein und Mauermör-tel in den Lagerfugen berücksichtigt wurde. Abgesehen davon ist die Park-hausfassade anders aufgebaut als kon-ventionelle Mauerwerkwände, an de-nen üblicherweise die Biegezugfestig-keit i. A. nach [20] bestimmt wird, da sie aus zwei unterschiedlichen, von Steinlage zu Steinlage abwechselnden Klinkern besteht. Aufgrund der unüb-lich langen Vollklinker konnten sich die Wandprüfkörper infolge der paral-lel zur Lagerfuge wirkenden Horizon-tallast bei der gewählten Wandgeome-trie und den festgelegten Lasteinlei-tungspunkten der Versuchseinrichtung nicht frei verformen (s. Abschnitt 7.2.3). Aus diesem Grund wurde bei den Bie-gezugversuchen vermutlich eine etwas höhere Last gemessen als die tatsäch-lich aufnehmbare. Die Wände rissen beim Erreichen der Maximallast da-her auch nicht in den Fugen in Wand-mitte, sondern in den Fugen an den Lasteineitungspunkten.

9 Qualitätskontrolle auf der Baustelle9.1 Überprüfung der Materialkennwerte

Im Rahmen der Baustellenüberwa-chung wurden Materialien von der Baustelle entnommen, an denen be-gleitende Materialprüfungen am ibac zur Überprüfung der Normeigenschaf-ten durchgeführt wurden. An den ver-wendeten Mauersteinen wurden die Masse, Maße, Planparallelität und Ebenheit überprüft. Da alle verwende-ten Steine aus derselben Produktions-charge stammten, unterschieden sich diese Ergebnisse von denen aus der Erstbestimmung der Normeigenschaf-ten in Abschnitt 4.1 nur unwesentlich voneinander. Um die Verbundkenn-

stimmung im Einzelfall unter Vorbe-halt zu bestimmen, wurden zunächst auf Basis der am ibac durchgeführten Verbunduntersuchungen an Kleinprüf-körpern mit Lagerfugendicken von 10, 13 und 16 mm Biegezugfestigkeits-werte parallel und senkrecht zu den Lagerfugen abgeleitet (s. Abschnitt 6). Um die abgeleiteten Biegezugfestigkei-ten zu untermauern, wurden im Nach-gang am ibac Biegezugversuche senk-recht und parallel zu den Lagerfugen an Mauerwerkwänden mit einer La-gerfugendicke von 13 mm durchge-führt und äquivalente Biegezugfestig-keiten bestimmt (s. Abschnitt 7.2).

Aus diesen Untersuchungen wur-den für die Berechnungen der Statik der Parkhausfassade ansetzbare Biege-zugfestigkeitswerte bestimmt, die in Tabelle 4 angegeben sind. Der maßge-bende Versagensfall in beiden Bean-spruchungsrichtungen ist Fugenversa-gen.

Bei den durchgeführten Untersu-chungen an Kleinprüfkörpern wurde festgestellt, dass der Zusammenhang zwischen der Biegezugfestigkeit und der Lagerfugendicke bei einer Bean-spruchung senkrecht zu den Lagerfu-gen nicht linear ist. Die Ableitung der Biegezugfestigkeit auf Grundlage der Haftzugfestigkeit lieferte einen kon-servativeren Wert (0,12 N/mm²) als die äquivalente Biegezugfestigkeit (0,18 N/mm²), die aus den Wandver-suchen resultierte. Dies liegt daran, dass die Belastungsart bei den Klein-prüfkörpern eine andere ist als bei den kleinen Mauerwerkwänden. Während bei den Kleinprüfkörpern zur Bestimmung der Haftzugfestigkeit eine zentrische Zuglast senkrecht zur Lagerfuge aufgebracht wurde, wurden die Mauerwerkwände auf Biegezug senkrecht zu den Lagerfugen bean-sprucht. Für den Belastungsfall senk-recht zu den Lagerfugen wurde als ansetzbare Biegezugfestigkeit die rea-litätsnahe äquivalente Biegezugfestig-keit (0,18 N/mm²) angesetzt (s. Ta-belle 4). Dieser Wert entspricht auch dem Wert, der durch Interpolation der abgeleiteten Biegezugfestigkeits-werte für Lagerfugendicken von 10 und 16 mm resultiert.

Für eine Beanspruchung parallel zu den Lagerfugen ist die Biegezugfe-stigkeit im Gegensatz zu dem anderen Belastungsfall unabhängig von der La-gerfugendicke. Auf der sicheren Seite liegend wurde als ansetzbare Biegezug-


43



und mittig in der Überbindung der Steine eingebettet. Dennoch findet man Anker, vor allem an der Nord-seite des Parkhauses, die lose sind. Dies resultiert vermutlich dadurch, dass die Drahtanker während des Er-härtens des Mörtels bei der Reinigung der Aluminiumschienen unabsichtlich bewegt wurden.

Bei Ausfall einiger der Drahtan-ker ist die Gesamttragfähigkeit der Fassade nicht gefährdet, da die An-zahl der Anker ausreichend ist und bei den Untersuchungen eine sehr hohe Zug- und Drucktragfähigkeit der Anker (s. Abschnitt 5.5) erzielt wurde. Um die Ausführungsqualität zu ver-bessern, wurde am Ende der Bauphase jedoch beschlossen, Ersatzmaßnah-men zu ergreifen, z. B. die fehlerhaften Anker nachträglich frei zu machen und mit dem Hilti-Injektionsverfahren zu verpressen.

Durch die offene Bauweise ist die Mauerwerkfassade beidseitig der Wit-terung ausgesetzt. Aus diesem Grund wurde bei der Überwachung der Bau-stelle ebenfalls sehr viel Wert darauf gelegt, dass die neu erstellten Wandab-schnitte auf zwei aufeinander folgen-den Tagen beidseitig mit Folie ab-gedeckt wurden, sodass der Mörtel ausreichend erhärten konnte, ohne übermäßig Feuchte infolge der Aus-trocknung zu verlieren oder infolge des Regens aufzunehmen. Ebenfalls auf-grund der besonderen, offenen Wand-konstruktion wird es erforderlich sein, dass das Bauwerk nach zwei Winter-perioden erneut in Augenschein ge-nommen wird. Hier soll wegen der Offenheit, des Vorsprungs der langen Vollklinker und der auftretenden Frostbeanspruchung insbesondere auf Ausbrüche geachtet werden.

Fassade die Vollklinker mit einer po-sitiven Krümmung verlegt werden sol-len („lachende Steine“).

9.2.3 Begutachtung der Ausführung auf der Baustelle

Bei den vier weiteren Besichtigungen wurden augenscheinlich geschlossene und gelochte Wandabschnitte des Parkhauses begutachtet. Des Weite-ren wurden stichprobenartig Messun-gen der Stoß- und Lagerfugendicken sowie der Überbindelängen durch-geführt. Die Mörteldeckung und die Anordnung der Drahtanker dieser Wandabschnitte wurden ebenfalls überprüft.

Bei der Ausführung der zuerst er-stellten Wandabschnitte in den unte-ren Bereichen der Süd- (Bild 22) und Nordfassade wurde zusammenfassend bemängelt, dass die Stoßfugen nicht alle vollflächig vermörtelt wurden und die Lagerfugendicken z. T. mehr als ±3 mm von der Soll-Dicke abwichen. Außerdem wurden die Drahtanker an einigen Stellen nicht mittig im Mörtel-bett in der Überbindung der Steine ein-gebettet, wie Bild 23 zeigt.

Mit dem Baufortschritt und den gesammelten Erfahrungen bei der Her-stellung dieses schwierigen Mauer-werks wurde eine generelle Verbesse-rung bei der Ausführung der Maurer-arbeiten festgestellt. Vor allem die oberen Geschosse der Südseite sowie die Ost- und Westseite wurden deut-lich besser ausgeführt als die zu Be-ginn erstellten Wandabschnitte. Das Fugenbild wirkt in den späteren Wandabschnitten gleichmäßiger, die Soll-Dicken der Stoß- und Lagerfugen wurden besser eingehalten. Die Draht-anker wurden vollständig im Mörtel

deckung der Drahtanker. Vor allem im geschlossenen Wandbereich betrug die Lagerfugendicke lediglich 4 mm. Um diese Fehler zu beseitigen, wurde be-schlossen, die Soll-Lagerfugendicke der Parkhausfassade auf 13 mm zu vergrö-ßern.

Des Weiteren wurde festgestellt, dass bereichsweise die Stoßfugen nicht vollflächig vermörtelt wurden. Vor al-lem auf der Rückseite der geschlosse-nen Wand waren Fehlstellen in den Lager- und Stoßfugen zu erkennen. Es wurde daher darauf hingewiesen, dass alle Stoß- und Lagerfugen vollflächig und hohlraumfrei mit Mörtel zu ver-mörteln sind.

Weiterhin war es nachteilig, dass die Aluminiumschienen zur Befesti-gung der Edelstahldrahtanker bereits vor der Erstellung der Mauerwerkfas-sade an die Tragkonstruktion des Park-hauses in einem vertikalen Abstand von 0,50 m befestigt waren. Die Maß-genauigkeit bei den verwendeten Stei-nen und generell bei Mauerwerk ist nicht so groß wie die Maßgenauigkeit einer Stahl- bzw. Stahlbetonkonstruk-tion. Obwohl die Schienen mit Schrau-ben über Langlöcher befestigt wurden, konnten die Maßabweichungen der Steine damit nicht kompensiert wer-den. Aufgrund der gegenüber der Pla-nung im Mittel 2 mm höheren Hoch-lochklinker und der neu definierten Lagerfugendicke mussten die Alumi-niumschienen unmittelbar vor dem Beginn der Maurerarbeiten nach oben versetzt werden.

Bei der Musterwand wurde die ausgeprägte Krümmung bei der An-ordnung der Vollklinker außer Acht gelassen. Um ein gleichmäßiges Er-scheinungsbild zu erzielen, wurde be-schlossen, dass bei der Erstellung der

Bild 23. Geringe Mörteldeckung oberhalb des DrahtankersFig. 23. Small mortar coverage below the anchor

Bild 22. Vorderseite der SüdfassadeFig. 22. Front of the south façade




tonsteinen, Betonwerksteinen und Na-tursteinen sowie der anfänglichen Was-seraufnahme von Mauerziegeln.

[7] DIN EN ISO 15148:2003-03 Wärme- und feuchtetechnisches Verhalten von Baustoffen und Bauprodukten – Be-stimmung des Wasseraufnahmekoeffi-zienten bei teilweisem Eintauchen (ISO 15148:2002).

[8] DIN EN 772-1:2011-07 Prüfverfahren für Mauersteine – Teil 1: Bestimmung der Druckfestigkeit.

[9] DIN 1048-5:1991-06 Prüfverfahren für Beton; Teil 5: Festbeton, gesondert hergestellte Probekörper.

[10] DIN EN 1015-6:2007-05 Prüfverfah-ren für Mörtel für Mauerwerk – Teil 6: Bestimmung der Rohdichte von Frisch-mörtel.

[11] DIN EN 1015-7:1998-12 Prüfverfah-ren für Mörtel für Mauerwerk – Teil 7: Bestimmung des Luftgehaltes von Frischmörtel.

[12] DIN EN 1015-10:2007-05 Prüfver-fahren für Mörtel für Mauerwerk – Teil 10: Bestimmung der Trockenroh-dichte von Festmörtel.

[13] DIN EN 1015-11:2007-05 Prüfver-fahren für Mörtel für Mauerwerk – Teil 11: Bestimmung der Biegezug- und Druckfestigkeit von Festmörtel.

[14] DIN 18555-5:1986-03 Prüfung von Mörteln mit mineralischen Bindemit-teln – Festmörtel – Bestimmung der Haftscherfestigkeit von Mauermörteln.

[15] DIN V 18580:2007-03 Mauermörtel mit besonderen Eigenschaften.

[16] DIN EN 1052-3:2007-06 Prüfverfah-ren für Mauerwerk – Teil 3: Bestim-mung der Anfangsscherfestigkeit (Haft-scherfestigkeit).

[17] DIN EN 846-5:2012-11 Prüfverfah-ren für Ergänzungsbauteile für Mauer-werk – Teil 5: Bestimmung der Zug- und Drucktragfähigkeit sowie der Steifig-keit von Mauerankern (Steinpaar-Prü-fung).

[18] DIN EN 1996-1-1 NA Nationaler Anhang – National festgelegte Parame-ter – Eurocode 6: Bemessung und Kon-struktion von Mauerwerksbauten – Teil 1-1: Allgemeine Regeln für bewehr-tes und unbewehrtes Mauerwerk.

[19] DIN EN 1052-1:1998-12 Prüfverfah-ren für Mauerwerk – Teil 1: Bestimmung der Druckfestigkeit.

[20] DIN EN 1052-2:1999-10 Prüfverfah-ren für Mauerwerk – Teil 2: Bestimmung der Biegezugfestigkeit.

Autoren dieses Beitrages:Univ.-Prof. Dr.-Ing. Wolfgang BrameshuberDipl.-Ing. Dorothea SaengerRWTH Aachen, Institut für BauforschungSchinkelstraße 3, 52062 Aachen

tragkonstruktion des Parkhauses ist die Bestimmung der Widerstandsmo-mente jedoch nicht trivial. Bei der Be-messung der Klinker-Vorsatzschale könnten die Reserven der Halterung der Drahtanker ausgenutzt werden, insbesondere da die Drahtanker eine sehr hohe Zug- und Drucktragfähig-keit aufweisen. Dies könnte zu einem besseren Ergebnis bei der Nachweis-führung des kritischeren Falls einer Be-anspruchung senkrecht zu den Lager-fugen führen. Um die bei den Wand-versuchen bestimmten maximalen Bruchmomente mit den aus den Ein-wirkungen resultierenden Momenten zu vergleichen, sollten daher für die Be-messung der Mauerwerkfassade die Wandgeometrie der kleinen Mauer-werkprüfkörper im Statikprogramm abgebildet und die Widerstandsmo-mente unter Berücksichtigung der Hal-terung der Drahtanker und der Unter-konstruktion ausgerechnet werden. Auf diese Weise wäre es denkbar, höhere Biegezugfestigkeiten der Mauerwerk-fassade zu erzielen.

Literatur

[1] Brameshuber, W.; Uebachs S.: Gut-achterliche Stellungnahme zur Erlan-gung einer Zustimmung im Einzelfall für die Klinker-Vorsatzschale des Park-hauses Westpark – Jahrhunderthalle, Bochum – Teil 1: Ermittlung charakte-ristischer Festigkeitswerte BU 98/1, Teil 2: Baustellenüberwachung BU 98/2. Aachen: Brameshuber + Uebachs Inge-nieure GmbH. 2013.

[2] Brameshuber, W.; Saenger D.: Unter-suchungen zur Erlangung einer Zu-stimmung im Einzelfall für die Klinker-Vorsatzschale des Parkhauses West-park – Jahrhunderthalle Bochum. Aachen: Institut für Bauforschung, RWTH Aachen University. 2013. Prüf-bericht Nr. M 1742/2.

[3] DIN EN 772-16:2011-07 Prüfverfah-ren für Mauersteine – Teil 16: Bestim-mung der Maße.

[4] DIN EN 772-20:2005-05 Prüfverfah-ren für Mauersteine – Teil 20: Bestim-mung der Ebenheit von Mauersteinen.

[5] DIN EN 772-13:2000-09 Prüfverfah-ren für Mauersteine – Teil 13: Bestim-mung der Netto- und Brutto-Trocken-rohdichte von Mauersteinen (außer Natursteinen).

[6] DIN EN 772-11:2000-07 Prüfverfah-ren für Mauersteine – Teil 11: Bestim-mung der kapillaren Wasseraufnahme von Mauersteinen aus Beton, Porenbe-

10 Zusammenfassende Beurteilung

Auf Basis der am Institut für Baufor-schung Aachen durchgeführten Unter-suchungen wurden charakteristische Festigkeitswerte der Klinker-Vorsatz-schale für die Bemessung bestimmt.

Die Mauerwerkfassade, die verti-kal lediglich durch Eigengewicht be-lastet ist, weist eine sehr hohe Druck-tragfähigkeit auf. Die Mauerwerkwand wird weiterhin senkrecht zur Wande-bene durch Wind- bzw. Anpralllasten belastet. Für die Bemessung dieser Lastfälle wurde die Biegezugfestigkeit der gelochten Mauerwerkfassade so-wohl für eine Beanspruchung parallel als auch senkrecht zu den Lagerfugen bestimmt. Zum einen wurde die Bie-gezugfestigkeit der gelochten Mauer-werkfassade, auf der sicheren Seite liegend, auf Grundlage von Verbund-kennwerten abgeleitet, mit dem ur-sprünglichen Ziel, eine Zustimmung im Einzelfall unter Vorbehalt vor Baube-ginn zu erlangen. Zum anderen wurde die Biegezugfestigkeit durch Biegezug-versuche an kleinen Mauerwerkwän-den untermauert.

Der maßgebende Versagensfall der Mauerwerkfassade für eine Biege-zugbeanspruchung ist Fugenversagen. Bei einer Beanspruchung senkrecht zu den Lagerfugen ist die ansetzbare Biegezugfestigkeit der Mauerwerkfas-sade geringer als bei einer Beanspru-chung parallel zu den Lagerfugen. Im Fall einer Beanspruchung senkrecht zu den Lagerfugen wird die Haftzug-festigkeit und somit auch die Biege-zugfestigkeit der Fassade maßgeblich von der Lagerfugendicke beeinflusst. Je dicker die Lagerfugen sind, desto ge-ringer sind die Haftzug- und Biegezug-festigkeit. Eine Vergrößerung der La-gerfugendicke von 10 mm auf 13 mm unmittelbar vor dem Baubeginn hatte daher zur Folge, dass die ansetzbare Biegezugfestigkeit für die Bemessung der Fassade geringer ist als die ur-sprünglich abgeleitete.

Zur Ermittlung der äquivalenten Biegezugfestigkeiten auf Grundlage der Wandversuche wurden Annah-men getroffen, um die Widerstands-momente für die jeweilige Beanspru-chungsrichtung vereinfachend zu be-stimmen. Durch die offene Bauweise und die Befestigung der Fassade mit-hilfe von Drahtankern an der Stahl-



DOI: 10.1002/dama.201400609

Berichte

From disaster to present day: the resiliency of masonry following September 11, 2001David T. Biggs

ged on September 11 had been partially strengthened prior to the attack and was subsequently rebuilt. Over the past decade, New York has worked to rebuild the World Trade Center area. This paper provides an update and acknowledges the resiliency of the ma-sonry buildings in the aftermath of a major disaster. Some of the 2013 photographs are taken from a different vantage point from the 2001 photographs due to the con-struction that has taken place.

Von der Katastrophe bis zum heutigen Tag: Die Widerstandsfähigkeit von Mauerwerk, veranschaulicht an den Auswirkungen der Terroranschläge des 11. September 2001. Die Terroranschläge des 11. September 2001 in New York City und Washington DC in den USA zerstörten zwei 110-stöckige Bürotürme und ein drittes, 47-stöckiges Bürogebäude am World Trade Center (WTC) in New York sowie Teile des Pentagons in Washington DC. Alle WTC-Gebäude im Plaza-Bereich (Bild 1, blau gekennzeichnet) wurden an diesem Tag ebenfalls zerstört.Die Türme hatten im Wesentlichen keine Mauerwerk-Komponenten. Allerdings blieben viele der umliegenden Gebäude, die von den Einstürzen betroffen waren, infolge des Mauerwerks in der Kon-struktion teilweise erhalten. Die Mauer-werksverkleidung des Pentagons in Washington war vor den Angriffen des 11. September teilweise verstärkt worden und wurde danach wieder auf-gebaut.In den vergangenen zehn Jahren wurde in New York daran gearbeitet, den Be-reich des World Trade Centers wieder aufzubauen. Der vorliegende Beitrag zeigt den derzeitigen Stand der Entwicklungen und bestätigt die Widerstandsfähigkeit von Mauerwerk bei dieser großen Katastro-phe. Einige der Fotos aus dem Jahr 2013 wurden aufgrund der entstandenen Bauten aus einem anderen Blickwinkel aufgenommen als die Fotos von 2001.

Terrorist attacks on September 11, 2001 in both New York City and Washington D.C. in the United States destroyed two 110-story office towers and a third 47-story office building at the World Trade Center (WTC) in New York and portions of the Pentagon in Washington D.C. All WTC buildings in the plaza area (Fig. 1, blue area) were destroyed that day as well.The towers essentially had no masonry components. However, many of the surrounding buildings were impacted by the collapses but survived in some part, due to the masonry used in their construction. In Washington, the area of the masonry clad-Pentagon dama-

Fig. 1. Site Plan of World Trade Center Plaza and surrounding buildingsBild 1. Lageplan des World Trade Center Plaza und der peripheren Gebäude

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Berichte


damage, there was also damage result-ing from flying debris and the air pres-sure created by the collapses. Figure 3 shows the debris and dust cloud cre-ated by the collapse of WTC 1.

Following investigations in 2001 and 2002, there were several lessons learned that were published. These are summarized as follows:1. Older framed buildings with ma-

sonry components performed gen-erally better than the newer build-ings with lightweight curtain wall construction.

a. Masonry infill absorbed impact energy to minimize damage lo-cally.

b. Masonry partition walls provided redundant lateral stiffness and fire protection in the older build-ings.

2. Masonry infill for walls and beams served both as fireproofing and pro-vided significant structural redun-dancy. The wall infill also provided an alternate load path to transfer gravity loads from damaged steel columns and prevented collapse of portions of several buildings.

3. Masonry veneers and panelized systems sustained localized damage and could be readily repaired. The performance of the masonry veneer was dependent upon the type of veneer and the anchorage system used.

(WTC 1 and WTC 2) and WTC 7. Fig-ure 2 shows the debris field created by the collapses of the towers. The inner circle around each building represents the primary location of the debris from the walls with the outer circles being an approximate maximum limit. The collapse of WTC 7 impacted adja-cent buildings also.

While the impact of the collaps-ing buildings did the majority of the

Introduction

For background, the reader can refer to the May 2002 report, “World Trade Center Building Performance Study: Data Collection, Preliminary Obser-vations, and Recommendations” at www.fema.gov that was released by the Federal Emergency Management Agency (FEMA) and the American Society for Civil Engineers (ASCE). The Building Performance Assess-ment Team (BPAT) that investigated the disaster included representatives from various professional societies. The author represented both The Ma-sonry Society (TMS) and ASCE on the BPAT. Subsequently, he authored “Masonry Aspects of the World Trade Center” which is available from TMS (www.masonrysociety.org).

World Trade Center – New York

The steel-framed towers of the World Trade Center complex were con-structed in the early 1970s. They were the focal point of a plaza that included five additional buildings ranging in height from 8 to 47 stories. None of the plaza buildings survived the 2001 dis-aster (Figure 1).

All of the buildings surrounding the plaza suffered damage from the falling debris, wreckage, and fires caused by the collapse of the towers

Fig. 2. Outline of debris fields from collapse of WTC 1 and WTC 2Bild 2. Ausdehnung der Trümmerfelder der eingestürzten WTC 1 und WTC 2

Fig. 3. Dust cloud from the collapse of WTC 1 viewed from the north. WTC 7 in foregroundBild 3. Staubwolke nach dem Einsturz des WTC 1, von Norden aus gesehen. WTC 7 im Vordergrund

Fig. 4. Aerial view of World Trade Center area in 2013Bild 4. Luftbild des World Trade Center-Geländes aus dem Jahr 2013

AB

C

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Berichte


Barclay Street on the north, Washing-ton Street on the east, Vesey Street on the south, and West Street on the west. It was north of WTC 1 and WTC 6 and immediately west of WTC 7. The building is viewed as a brick building (Figure 6).

The steel framed structure was constructed circa 1924 with typical floors of concrete-encased steel beams and girders. The exterior walls are at least 30 cm thick brick with clay tile backup and encase the pe-rimeter framing. They are both exte-rior wall and infill as seen in Figure 7 where the infill was exposed by the damage. The columns were brick en-cased and that encasement prevented collapse of several heavily damaged steel columns. As seen in Figure 7, ex-cept for the outer leaf of the wall, the masonry is in plane with the perime-ter framing; this provided redundancy to the framing and allowed the walls to arch over openings created by the damage.

Figure 8 shows the damage to the south elevation from being struck by WTC 1 and the same area in 2013 af-ter restoration.

Figure 9 shows the damage to the east elevation from the collapse of WTC 7 and the restored area in 2013. In 2005, this historic building was fully restored and reoccupied. It re-ceived a prestigious award for the in-terior and exterior restoration

were demolished and rebuilt or are still under construction (Figure 5). There are two reflecting pools at the sites of the original towers (WTC 1 and WTC 2) that now form a part of a memorial.

While new construction has re-placed damaged and destroyed, every masonry structure that survived has been restored. The following is a sum-mary of several buildings that not only survived but were restored (circles Figure 5).

140 West Street – Verizon Building (1 on Figure 5)

The Verizon building has 30 stories and is located on the block bounded by

4. Masonry flat arches in the floors of 90 West Street performed better under fire than the modern steel framing of WTC 3, 4, and 5, which were a total loss.

2013 – The Resiliency of Masonry

There have been significant rebuild-ing efforts completed or underway since 2001. Figure 4 shows the site with the new 417 m tower. It has an-other 134 to the top of the antenna (arrow A) and two smaller towers 52 stories and 88 stories respectively (ar-rows B and C). These are steel-framed structures with concrete cores and enhanced safety features. In addition several smaller steel framed buildings

Fig. 5. Buildings remaining from 2001Bild 5. Verbliebene Gebäude aus dem Jahr 2001

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Fig. 6. Verizon building viewed from the east (site of WTC 7)Bild 6. Verizon-Gebäude, von Osten aus gesehen (Lage des WTC 7)

Fig. 7. Spandrel beam damage showing brick wall construc-tionBild 7. Beschädigter Unterzugbalken und Mauerwerkkon-struktion


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90 Church Street – Federal Building (2 on Figure 5)

This steel-framed, 16-story structure has a setback at the seventh floor. The ex-terior has a limestone façade and brick backup (Figure 10, west elevation).

The building was impacted by de-bris from the collapse of WTC 7 as well as the towers. Major damage occurred primarily below the setback. Two col-umns at the base were heavily damaged but the masonry infill supported the building from collapse. Figure 11 shows the restored west elevation in 2013.

22 Cortland Street (3 on Figure 5)

This building is directly west of the plaza on Church Street. The exterior

Fig. 10. West eleva-tion facing WTC 7Bild 10. Westfas-sade gegenüber WTC 7

Fig. 8. South elevation of Verizon building showing impact damage (left) and restored (right).Bild 8. Südfassade des Verizon-Gebäudes, beschädigter (links) und instandgesetzter Zustand (rechts)

Fig. 9. East elevation of Verizon building showing impact damage (left) and restored (right)Bild 9. Ostfassade des Verizon-Gebäudes, beschädigter (links) und instandgesetzter Zustand (rechts)

façade is clad in limestone panels at the lower levels with curtain wall above. Figure 12 shows the street level façade that is along Church Street. The windows were blown in. However, it is

noteworthy that the limestone veneer shows little effect from the debris ef-fects. The restoration returned the building façade to its previous bril-liance.


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90 West Street (5 on Figure 5)

The most impressive example of resil-iency from the September 2001 at-tacks in New York goes to this his-toric building constructed in 1906. This 24-story steel framed structure was the model for modern fire con-structive when built. Many buildings constructed today would not meet the

building. Figure 13 shows this build-ing just to the left of the larger build-ing at 90 West Street.

While this building sustained sig-nificant fire and impact damage, it was restored. The building was so substan-tial and robust that seven additional floors were added to the 12 story building during the restoration (arrow, Figure 14).

130 Cedar Street (4 on Figure 5)

Constructed in the 1930s, this is a re-inforced concrete structure with 12 floors above grade plus a basement. There are setbacks at the twelfth, elev-enth, and tenth floors. The building has a stair head house, an electrical room, and an elevator machine room that extend above the main roof of the

Fig. 11. West elevation of 90 Church Street in 2013Bild 11. Westfassade der 90 Church Street aus dem Jahr 2013

Fig. 12. West elevation facing WTC plaza showing impact damage (left) and restored (right)Bild 12. Westfassade gegenüber WTC Plaza, beschädigter (links) und instandgesetzter Zustand (rechts)

Fig. 13. North elevation of 130 Cedar Street in 2001Bild 13. Nordfassade der 130 Cedar Street aus dem Jahr 2001

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Berichte


seventh through tenth, fourteenth, twenty-first, and twenty-third floors. There were large accumulations of de-bris, often from burnt remains of the office contents. There was also exten-sive fire damage and debris accumula-tion on the exterior portions of the mansard roof. There were two deaths in this building from being trapped in an elevator.

Figure 17 shows the fully restored building in 2013. It is once again fully operational and occupied. The orna-mental terra cotta façade and man-sard have been fully restored as well (Figure 18).

Summary

While only several examples of ma-sonry resiliency have been shown, nearly every masonry or mason-ry-clad structure has been restored and returned to service. By all ac-counts, the results of the World Trade Center disaster indicate that masonry as a system performed admirably. There were many good examples of

two-stories high against the building. Large sections of the facade and inte-rior slabs were missing or severely dam-aged due to debris impact (Figure 16).

Unlike most of the other build-ings, fire spread throughout this build-ing, not just in the area of debris im-pact. In 2001, there was scaffolding enclosing the building that likely added to the fire load. Significant fire dam-age occurred on the first through fifth,

fire resistance criteria of 1906. The steel frame is completely masonry en-cased and has a terra cotta façade.

The majority of the damage to the exterior of the building was due to pro-jectile debris from WTC 2 and was lim-ited to the north elevation and the roof. Figure 15 shows the north (front) eleva-tion of the building taken from West Street. The terra cotta is abraded and charred; debris of WTC 2 created a pile

Fig. 14. 130 Cedar Street in 2013 with seven additional floors (arrow)Bild 14. 130 Cedar Street aus dem Jahr 2013 mit sieben zu-sätzlichen Geschossen (Pfeil)

⬌

Fig. 15. 90 West Street in 2001Bild 15. 90 West Street aus dem Jahr 2001

Fig. 16. North ele-vation with fire damage and abra-sion from debrisBild 16. Nordfas-sade mit Schäden durch Feuer und Trümmer


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Berichte


Author of this contribution:David T. Biggs, P.E., S.E.PrincipalBiggs Consulting Engineering, PLLCTroy, New York, USA

so much more than simply enclose space. It also provides fire protection, structural capacity, and structural re-dundancy.

I would like to acknowledge the photographic contributions of Mark Biggs for the 2013 photographs.

masonry preventing greater destruc-tion. In contrast, most of the more modern steel-framed structures were so badly damaged that they were de-molished.

The WTC disaster demonstrated the resiliency of masonry in that it does

Fig. 17. 90 West Street showing west elevation in 2013Bild 17. 90 West Street mit Blick auf Westfassade aus dem Jahr 2013

Fig. 18. North elevations of 130 Cedar Street (left) and 90 West Street (right)Bild 18. Nordfassaden der 130 Cedar Street (links) und 90 West Street (rechts)



Leserforum

Leserforum

1 DIN EN 1996-1-1:2013-02 + NA:2012-05

Frage Nr. 14-1-1Kapitelnummer: 6.1.2.1 (NA.8) (NCI) Thema: Bemessungswert des vertikalen Tragwiderstands – Dauerstandseinfluss

Frage:Laut NCI (NA.8) 6.1.2.1 und Kommen-tar ([6], dort S. 59 und 66 sowie S. 154) kann der Langzeitfaktor bei Wind von 0,85 auf 1,0 erhöht werden. Ist damit die Einwirkungskombination mit Wind als Leiteinwirkung gemeint?

Das würde bedeuten, dass dann im-mer zwei Nachweise zu führen wären, falls die Leiteinwirkung Wind zu den größten Beanspruchungen führt, z. B. bei der Biegung einer Aussteifungs-scheibe in Wandlängsrichtung und beim Nachweis des Einflusses der Deckenver-drehung.

Antwort:Ja, das ist so. Wenn die Windbelastung Leiteinwirkung ist, sind die anderen veränderlichen Lasten Begleiteinwir-kungen. In der Regel ergibt sich die maßgebende Beanspruchung dann aus dem minimalen Eigengewicht (γG = 1) und der Windbelastung. In diesem Falle ist die Erhöhung des Dauerstandsbei-wertes auf ζ = 1,0 korrekt, da die kurz-zeitig wirkende Horizontallast aus

Wind als Leiteinwirkung das Versagen auslöst.

Wenn man nur einen Nachweis füh-ren will, dann kann man (auf der siche-ren Seite liegend) den Bemessungswert der Druckfestigkeit mit ζ = 0,85 bestim-men. Werden jedoch Reserven benötigt und der Lastfall Wind führt als Leitein-wirkung zum Versagen, dann kann mit ζ = 1,0 gerechnet werden und es sind so-mit zwei Nachweise zu führen.

2 DIN EN 1996-3:2010-12 + NA:2012-01

Frage Nr. 14-1-2Kapitelnummer: 4.2.1.1 (NA.4) (NCI)Thema: Vereinfachter Schubnachweis

Frage: Nach DIN 1053-100 [8] war es möglich, eine Mauerwerkswand auch bei Schei-benbeanspruchung z. B. aus Wind nach dem vereinfachten Verfahren nachzu-weisen.

In DIN EN 1996-3 [4] Abschn. 4.2.1 (NA.4) wird festgelegt, dass bei größeren Horizontallasten der Nachweis nach DIN EN 1996-1-1 zu führen ist.

Ist damit nur der Schubnachweis in Scheibenrichtung gemeint oder bedeutet diese Formulierung, dass Wände bei Scheibenbeanspruchung grundsätzlich nicht mehr mit dem vereinfachten Ver-fahren nachgewiesen werden dürfen?

Antwort:Eine Wand kann nach dem vereinfach-ten Verfahren nachgewiesen werden, wenn die Anwendungsbedingungen er-füllt sind. Das vereinfachte Verfahren geht davon aus, dass das Gebäude aus-reichend ausgesteift ist, also kein Aus-steifungsnachweis zu führen ist. Mit et-was Erfahrung sieht man das. Falls ein Schubnachweis erforderlich wird, ist der Nachweisalgorithmus nach DIN EN 1996-1-1/NA [2] anzuwenden.

Zitat NDP zu 4.1 „Ist bei einem Bau-werk nicht von vornherein erkennbar, dass seine Aussteifung gesichert ist, so ist ein rechnerischer Nachweis der Schub-tragfähigkeit nach dem genaueren Ver-fahren nach DIN EN 1996-1-1:2010-12, 6.2, in Verbindung mit dem zugehörigen Nationalen Anhang zu führen.“

Dort steht dann allerdings in NCI zu 6.2 (NA.11) auch, dass stets der Biege-drucknachweis nach dem genaueren Verfahren mit zu führen und die kombi-nierte Beanspruchung mit zu beachten ist.

Die Formulierungen sind etwas ver-schachtelt, im Ergebnis muss bei einem erforderlichen Nachweis der Schubtrag-fähigkeit einer Wand, die gesamte Wand nach DIN EN 1996-1-1 nachgewiesen werden.

Die Entwickler der Norm sind davon ausgegangen, dass die Hauptarbeit beim Schubnachweis die Aufteilung der Lasten auf die einzelnen Scheiben ist (vgl. Bei-spiele in [10], [11] und [12]).

Die Einzelnachweise sind dann schnell geführt. Insofern brachte der vereinfachte Nachweis der Schubtragfä-higkeit nach dem vereinfachten Bemes-sungsverfahren in der Vergangenheit keine großen Vorteile. Hinzu kam die Gefahr, dass der Biegenachweis maßge-bend wird, für den es in Scheibenrich-tung keine Vereinfachung gab. Und die „Gefahr“ der kombinierten Beanspru-chung – d. h. also in Scheibenrichtung Wind und senkrecht dazu Biegemo-mente aus der Deckenverdrehung – wurde zusätzlich noch gesehen, wobei man dann genau genommen beim Wand-Decken-Knoten den Lastfall mit 1,0 gk ohne pk ansetzen müsste.

Ergänzt werden soll noch, dass der Nebensatz, „…dass bei größeren Hori-zontallasten der Nachweis nach DIN EN 1996-1-1 zu führen ist“ natürlich auch beim Anliegen größerer Biegemo-mente (senkrecht zur Wandebene) bei Druckbeanspruchung gemeint ist. Wer-den aus technologischen Gründen z. B. Einbauten erforderlich, die größere Bie-gemomente als die Windmomente und als die Momente aus Deckenverdrehung in der Wand hervorrufen, kann der Nach-weis nicht mehr nach dem vereinfachten Berechnungsverfahren geführt werden.

Zum Eurocode 6 – Fragen und Antworten

Unter dieser Rubrik werden Fragen beantwortet, die bei der Einarbeitung in den EC 6 entstehen. Die Wiedergabe erfolgt in jedem Falle anonymisiert. Sofern es um Verständnisfragen und Hintergrundinformationen geht, werden sie von den Beirats-mitgliedern beantwortet. Handelt es sich um Auslegungsfragen, wird der zuständige NABau-Ausschuss NA 005-06-01 AA „Mauerwerksbau“ (Sp CEN/TC 125, CEN/ TC 250/SC 6) mit einbezogen.

Mit dem Leserforum zum EC 6 soll der Praxis die Einarbeitung in das neue Nor-menpaket mit seinen Nationalen Anhängen erleichtert werden. Auch Sie können als Leser gern von dieser Rubrik Gebrauch machen und Ihre Fragen stellen ([email protected]).

Questions concerning the introduction of the EC 6. Under this heading questions are answered, arising from the application of EC 6. The questions are expressing anonymous in all cases. Provided that they concern the understanding and back-ground information the answers will be given by members of the editorial board. If the questions are dealing with the interpretation of clauses of EC 6 the responsible code committee NA 005-06-01 AA “Masonry construction” (Sp CEN/TC 125, CEN/TC 250/SC 6) will be involved.

The practice should get help for the adjustment in the EC 6 and its National Annexes with this new category of contributions. The readers are invited to avail oneself of this chance very active ([email protected]).

Die nachfolgenden Fragen und Antworten beziehen sich auf den Teil 1-1 [1] von DIN EN 1996 zusammen mit dem zugehörigen Nationalen Anhang [2].

12_052-056_Leserforum+Rubriken.indd 52 07.02.14 15:08


Leserforum

Frage Nr. 14-1-3Kapitelnummer: 4.2.2.2 und 4.2.2.3 (NCI)Thema: Bemessungswert des vertikalen Tragwiderstands

Frage:Bild NA.1 gemäß NA [4] (im Kommen-tar [6] Bild 1, S. 155) zur teilweise auflie-genden Deckenplatte zeigt die Einwir-kungen Nod und NDd. Die Bedeutung der Bezeichnungen ist nicht klar.

Antwort:Nod = Bemessungswert der vertikalen Lasten am Wandfuß des darüber liegen-den Geschosses; NDd = Bemessungswert der Lasten aus Decken und Unterzügen. Die Erläuterung ist in der Legende ange-geben.

NEFußdarüberliegende Wand

d = NodNEKopf

darunterliegende Wand = Nod + NDd

Wird eine Zentrierung durchgeführt und rückt dabei die Resultierende in die Mittelachse der Wand, ergibt sich am Wandkopf Φo

1 zu 0,9 ⋅ ao/t. Am Wand-fuß wird Φu

1 mit au/t bestimmt und in Wandmitte Φm

2 mit ((au/ao)/2)/t. Der Abminderungsfaktor Φ bezieht

sich beim vereinfachten Verfahren bei der Berechnung des Tragwiderstandes im-mer auf die gesamte Querschnittsfläche:

NRd= Φik ⋅ fd ⋅ t [kN/m]

Das Verfahren ist z. T. sehr konservativ. Sollte ein Nachweis hier nicht gelingen, kann auf das (vereinfachte) genauere Vor-gehen nach DIN EN 1996-1-1/NA ([2],

dort Abschnitt 5.5.1.1 und 6.1.2.2 sowie NCI Anhang NA.C) zurückgegriffen wer-den. Siehe hierzu auch die Leserfragen 12-2-5 (in Heft 2-2012) und 13-4-1 (in Heft 4-2013) und einen ausführlichen Beitrag von Jäger et al. im Mauerwerk-Kalender 2014 [9].

Frage Nr. 14-1-4Kapitelnummer: NCI zu 4.2.2.3 (NA.5)Thema: Teilweise aufliegende Deckenplatte

Frage: In der Gleichung (NA.4) wird der Faktor (a/t) verwendet. Welches a/t ist anzuset-zen, wenn dieser Wert am Kopf und Fuß unterschiedlich ist? Wie ist bei einer Zentrierung vorzugehen?

Antwort:Wenn unterschiedliche a/t-Verhältnisse am Kopf und am Fuß der Wand vorliegen, ist der Nachweis am Kopf mit ao/t und am Wandfuß mit au/t zu führen. In Wand-mitte wäre (vereinfachend) für die Er-mittlung von Φ2 der Mittelwert (ao + au)/2 zu verwenden. Der so ermittelte Abmin-derungsfaktor bezieht sich auf den ge-samten Wandquerschnitt mit der Dicke t.

Wird eine Zentrierung (in die Mittel-achse der Wand gem. Bild 1a)) oben durchgeführt, wird der Einfluss der Deckenverdrehung ausgeschaltet und es darf Abs. (NA.4) von NCI zu 4.2.2.3 ange-wendet werden. Trotzdem bleibt die Auf-lagerfläche der Deckenplatte maßgebend und es stehen nur 0,9 ⋅ (ao/t) ⋅ AWand an Fläche zur Übertragung der von oben kommenden Last zur Verfügung (s. auch

Abs. (NA.4) zu NCI zu 4.2.2.3). Zentrie-rung bedeutet, dass die Last tatsächlich im Zentrum der Wand eingeleitet werden muss. Wird das nur für die Auflagerfläche getan, kann das nicht als Zentrierung ge-genüber der Mittelachse der Wand ange-sehen werden. Es gilt also bei Bild 1b) der Wert aL/t und die Berechnung muss mit Gln. (NA.1) bzw. (NA.2) durchgeführt werden. Es besteht somit kein Unter-schied zu Bild 1c).

Legt man allerdings nur eine Weichein-lage an den Rand der Wand (s. Bild 1c)), dann ist das genau genommen eine Maß-nahme zur Verbesserung der Lage der Resultierenden, aber eben keine voll-ständige Zentrierung über der Wand-mittelachse und es muss trotzdem ein Abminderungsfaktor Φ1 berechnet werden. Grund dafür ist, dass in jedem Falle der Versatz der Achsen der teil-weise aufliegenden Deckenplatte und der Achse der vollen Wand mit der Dicke t verbleibt.

Bild 2 zeigt die unterschiedlichen Fälle der Deckenauflagerung in einem mehrgeschossigen Gebäude mit nur teil-weise aufliegenden Deckenplatten.

a) Φ = 0,9 · at1

0b) fk ≥ 1,8 N/mm2

1,6l

60,9 ·

a

t1f LΦ = −

≤ 1,6

l

60,9 · a

t1f

oΦ = −

≤

c) fk ≥ 1,8 N/mm2

Bild 1. Maßnahmen zur Lastzentrierung: a) vollständige Zentrierung in der Wandachse, b) Zentrierung in der Auflagerachse, c) Maßnahme zur Verringerung der exzentrischen Lasteintragung in Form einer Weicheinlage (umgangssprachlich ebenfalls als Zentrierung bezeichnet)

Bild 2. Deckenauflager einer Außenwand eines mehrgeschossigen Gebäudes mit teil-weise aufliegender Deckenplatte



Leserforum / Wettbewerbe / Firmen und Verbände

Literatur

[1] DIN EN 1996-1-1:2013 02: Eurocode 6: Bemessung und Konstruktion von Mauer-werksbauten – Teil 1 1: Allgemeine Regeln für bewehrtes und unbewehrtes Mauer-werk; Deutsche Fassung EN 1996 1 1:2005+ A1:2012. NABau im DIN, Berlin 2013.

[2] DIN EN 1996-1-1/NA:2012-05: Nationa-ler Anhang National festgelegte Parame-ter Eurocode 6: Bemessung und Konst-ruktion von Mauerwerksbauten – Teil 1 1: Allgemeine Regeln für bewehrtes und un-bewehrtes Mauerwerk. NABau im DIN, Berlin 2012.

[3] DIN EN 1996-3:2010-12: Eurocode 6: Bemessung und Konstruktion von Mauer-werksbauten – Teil 3: Vereinfachte Berech-nungsmethoden für unbewehrte Mauer-werksbauten; Deutsche Fassung EN 1996-3: 2006 + AC:2009. NABau im DIN, Berlin 2012.

[4] DIN EN 1996-3/NA:2012-01: Nationaler Anhang – National festgelegte Parameter – Eurocode 6: Bemessung und Konstruktion von Mauerwerksbauten – Teil 3: Verein-fachte Berechnungsmethoden für unbe-wehrte Mauerwerksbauten. NABau im DIN, Berlin 2012.

[5] Handbuch Eurocode 6 – Mauerwerks-bau. Hrsg. DIN. Berlin: Beuth 2012.

[6] Alfes, C., Brameshuber, W., Graubner, C.-A., Jäger, W., Seim, W.: Der Eurocode 6 für Deutschland. DIN EN 1996: Bemessung und Konstruktion von Mauerwerksbauten mit Nationalen Anhängen. Kommentierte Fassung. Berlin: Ernst & Sohn, Beuth, 2013.

[7] DIN 1053-1:1996-11: Mauerwerk. Berech-nung und Ausführung. NABau im DIN, Berlin 1996.

[8] DIN 1053-100:2007-09: Mauerwerk – Teil 100: Berechnung auf der Grundlage des semiprobabilistischen Sicherheitskon-zepts. NABau im DIN, Berlin 2007.

[9] Jäger, W., Reichel, S., Bakeer, T.: Ein-führung des Eurocode 6, Nachweis von Wänden mit teilweise aufliegender De-ckenplatte nach DIN EN 1996-1-1: Algo-rithmen, Erläuterungen und Anwendungs-beispiele. In: Mauerwerk-Kalender 39 (2014). Hrsg. W. Jäger. Berlin: Ernst & Sohn, (im Druck).

[10] Jäger, W., Marzahn, G.: Mauerwerk. Be-messung nach DIN 1053-100. Berlin: Ernst & Sohn 2010.

[11] Gunkler, E., Budelmann, H. (Hrsg.): Mauerwerk kompakt. Für Studium und Praxis. Düsseldorf: Werner Verlag 2008.

[12] Vismann, U.: Wendehorst Beispiele aus der Baupraxis. 4. Aufl. Wiesbaden: Sprin-ger Vieweg 2012.

Die Fragen hat beantwortet:

Prof. Dr.-Ing. Wolfram JägerTechnische Universität DresdenFakultät ArchitekturLehrstuhl Tragwerksplanung01062 Dresden

Jäger Ingenieure GmbH RadebeulWichernstraß 1201445 Radebeul

Fritz-Höger-Preis 2014 für Backstein-Architektur

Der erstmals in 2008 ausgelobte Fritz-Höger-Preis für Backstein-Architektur wird alle drei Jahre verliehen und zählt mit zuletzt mehr als 340 nationalen und internationalen Einreichungen mittler-weile zu den größten deutschen Architek-turpreisen. Seit 2011 wird der Wettbe-werb von dem Bund Deutscher Architek-ten BDA partnerschaftlich unterstützt. Noch bis zum 30. April 2014 können Architekten und Planer ihre Unterlagen zur Teilnahme online unter www.back-stein.com/architekturpreis oder auf dem Postweg einreichen.

Für die Fachjury des Fritz-Höger-Preises 2014 für Backstein-Architektur konnten hochkarätige Persönlichkeiten gewonnen werden. Mit dem Spanier Enrique Sobejano ist auch zur dritten Auslobung des Wettbewerbs ein interna-tionaler Architekt als Jury-Mitglied ver-treten.

Für den diesjährigen Wettbewerb konnten folgende Persönlichkeiten in die Fachjury berufen werden:– Prof. Andreas Meck, Gesamtsieger

Fritz-Höger-Preis 2011 für Backstein-Architektur, meck architekten, Mün-chen

– Alexander Schwarz, Partner und De-sign Director David Chipperfield Ar-chitects, Berlin

– Enrique Sobejano, Nieto Sobejano Arquitectos, Madrid (ES)

– Heiner Farwick, Präsident Bund Deut-scher Architekten BDA

– Kaye Geipel, stellvertretender Chef-redakteur des Architektur- Magazins Bauwelt

Im Rahmen eines vollständig anonymi-sierten Verfahrens nominiert die unab-hängige Jury in einem ersten Durchgang aus allen Einsendungen die besten Pro-jekte. In einem zweiten Durchgang wer-den schließlich die Sieger des Wettbe-werbs bestimmt.

Der Architekturpreis wird in folgen-den Kategorien vergeben:– Einfamilienhaus/Doppelhaushälfte– Wohnungsbau/Geschosswohnungsbau– Büro- und Gewerbebauten– Öffentliche Bauten, Freizeit und Sport

Zusätzliche Auszeichnungen werden au-ßerdem in den Bereichen Passivhaus/Energieeffizienz, und Sanierung/Nach-haltigkeit vergeben.

Erstmals wird bei dem von der Initia-tive Bauen mit Backstein ausgelobten Fritz-Höger-Preis 2014 eine zusätzliche

WettbewerbeAuszeichnung in der Kategorie „Nach-wuchs/Newcomer“ vergeben. Diese rich-tet sich an Studenten, Absolventen und Nachwuchsarchitekten, deren Hoch-schulabschluss nicht länger als vier Jahre zurückliegt.

Ob großer Wurf oder geniales Detail – gesucht werden zeitgemäße wie zeitlose Objekte, bei deren Planung/Realisierung das Potenzial des traditionellen Baustoffs Backstein genutzt wurde. Am Wettbe-werb zugelassen sind darüber hinaus auch Projektideen. Entscheidend bei der Darstellung einer Projektidee ist die Rolle des Backsteins im Gesamtkontext des Projekts bzw. die Auseinanderset-zung mit dem Material selbst.

Mit der Auslobung des Newcomer-Awards soll der neuesten Generation von Architekten ein Forum geboten werden, ihre Projekte und Gedanken rund um das Thema Backstein-Architektur zu präsentieren. Gerade vor dem Hinter-grund der Nachhaltigkeit des Baustoffs und den gestalterischen Möglichkeiten, die er bietet, werden kreative und inno-vative Arbeiten erhofft.

Einsendeschluss für alle Kategorien ist der 30. April 2014.

Die Verleihung des dritten Fritz-Höger-Preises wird voraussichtlich im Herbst 2014 in Berlin stattfinden.

Weitere Informationen: Initiative Zweischalige Wand – Bauen mit Backstein, Tel.: 0228/9149318, [email protected]

Firmen und Verbände

Plusenergiehaussiedlung überzeugt mit energieeffizientem Konzept

Schon heute steht fest, dass in Deutsch-land ab 2020 nur noch klimaneutrale Gebäude gebaut werden dürfen. Damit zeigt die Politik einen deutlichen Trend Richtung Null- und Plusenergiebauten. Um Erkenntnisse für die Weiterent-wicklung innovativer Produkte und zu-künftiger Hausbaukonzepte zu erlangen, beteiligen sich die Ziegelwerke Leipfinger-Bader bereits seit 2010 am Forschungs-vorhaben Plusenergiesiedlung „Ludmilla Wohnpark“. In insgesamt vier Bauab-schnitten zeigt das Projekt, wie und in welchen Bereichen mehr Energie einge-spart als verbraucht wird. Das Konzept wurde von der Hochschule für ange-wandte Wissenschaften in München mitentwickelt und im Rahmen des For-schungsvorhabens „+Eins-Plusenergie-siedlung“ vom Bundesministerium für



Firmen und Verbände

Wirtschaft und Technologie (BMWi) finanziell gefördert.

Mit Plusenergie wurde ein entschei-dender Schwerpunkt auf die Energie-einsparung gelegt. Hierbei spielen hoch-wärmedämmende Mauerziegel eine wichtige Rolle. Je nach Gebäudetyp ka-men deshalb bei der Plusenergiesiedlung die Mauerziegel „Unipor WS09 Coriso“ und „Unipor WS07 Coriso“ der Ziegel-werke Leipfinger-Bader zum Einsatz, die den jeweiligen statischen und ener-getischen Anforderungen gerecht wur-den. Dank der natürlich mineralischen Coriso-Füllung erreichen alle Häuser-typen mindestens den KfW- Effizienz-hausstandard 55 – und das ohne zusätz-liche Dämmung der Außenwände. Auch beim Schallschutz überzeugt der Unipor WS09 Coriso: Gerade für den Geschoss-wohnungsbau bietet er mit bis zu 51,9 dB einen hervorragenden Schutz vor Lärm. Der Ludmilla Wohnpark ist sowohl architektonisch, bauökologisch als auch bautechnisch und energetisch vorbild-lich konzipiert. Deshalb legte der Bau-herr auch auf die Qualität von Fenster und Türen viel Wert. Die dreifach ver-glasten Fenster bieten mehr Wohnkom-fort und Behaglichkeit in den eigenen vier Wänden.

Bei allen Wohneinheiten hatte zu-dem die Nutzung erneuerbarer Energien oberste Priorität. So werden Einzel-, Doppel- und Reihenhäuser mit einer Wärmepumpe beheizt, die über die Photovoltaikanlage mit Strom versorgt wird. Die Wärmepumpe ist zudem mit einer kontrollierten Wohnraumlüftung ausgestattet. Je nach Zeitschaltprogramm werden die Räume regelmäßig – zum Bei-spiel alle 15 Minuten – gelüftet. Außer-dem misst ein Fühler den CO2-Gehalt im Haus, so dass bei einem erhöhten Wert die Lüftung automatisch anspringt. Auch

bei den Mehrfamilienhäusern wird auf eine energetische Optimierung viel Wert gelegt: Blockheizkraftwerk und Gas-therme sorgen dabei für Heizwärme und Warmwasser. Die Art der Warmwasser-bereitung ist sowohl wirtschaftlich als auch hygienisch von großer Bedeutung: Dank Frischwasserstationen in den ein-zelnen Wohnungen wird das Trinkwasser erst dann erwärmt, wenn es tatsächlich gebraucht wird. So geht keine Energie verloren und Legionellenbildung kann effektiv vermieden werden. Der nicht verbrauchte Strom aus dem Blockheiz-kraftwerk wird in das öffentliche Strom-netz eingespeist. Überschüssige Energie wird auch für die Elektromobilität ver-wendet. In Bauabschnitt vier werden des-halb eine Gemeinschaftstankstelle und ein Elektroauto vom Bauträger Ludmilla Wohnbau zur Verfügung gestellt.

Um einen Plusenergiehausstandard zu gewährleisten, musste auch ein mög-lichst minimaler Heizenergieverbrauch erreicht werden. In Bauabschnitt drei kam deshalb die Unitherm-Flächenhei-zung von der Unipor-Ziegel-Gruppe zum Einsatz. Gegenüber einer Fußboden-heizung konnten somit bis zu 40 % an Energie eingespart werden.

Um den Energieverbrauch weiter zu reduzieren, ist aber nicht nur der geeig-nete Wandbaustoff wichtig. Nach neuen wissenschaftlichen Erkenntnissen der Hochschule für angewandte Wissen-schaften in München ist das Zusammen-spiel dreier Komponenten entscheidend: integrale Planung, Betriebsoptimierung und Nutzersensibilisierung. Alle Baube-teiligten müssen bei der Planung und anschließenden praktischen Umsetzung das Ziel „Plusenergie“ konsequent ver-folgen. Hierbei sind Teamarbeit und de-taillierte Absprachen der Mitwirkenden von großer Bedeutung. Mit Rat und Tat

stand deshalb ein Expertenteam der baubeteiligten Unternehmen dem Bau-herren sowie Architekten zur Seite.

Eine Studie zur Energieeffizienz in Gebäuden von Prof. Dr. Clemens Fels-mann (TU Dresden) aus dem Jahr 2013 zeigt: Je weniger das Gebäude gedämmt ist, desto bewusster gehen die Bewohner mit Energie um. Demnach ist die Ener-gieverschwendung in wärmegedämmten Gebäuden größer als in ungedämmten. Damit auch die Plusenergiehaussiedlung Ludmilla Wohnpark zum Energiespar-Erfolg führt, wurden die Einstellungen der Bewohner zum Thema Energiespa-ren abgefragt. Daraufhin entwickelte die Hochschule für angewandte Wissen-schaften in München Leitfäden für Be-wohner und Planer, um bereits in der Planungsphase auf wichtige Punkte hin-zuweisen. Bei der Plusenergiehaussied-lung wurde eine datengeschützte Ver-brauchsvisualisierung eingeführt, an-hand derer die Bewohner ihren aktuellen Energieverbrauch für Strom, Heizung und Warmwasser ablesen kön-nen. Dies soll das eigene Bewusstsein für Energie positiv beeinflussen.

Mit dem Bau- und Forschungsprojekt zur Plusenergiehaussiedlung Ludmilla Wohnpark konnten auch für zukünftige Bauvorhaben wichtige Erkenntnisse ge-wonnen werden. So ist ein hochwärme-dämmender Wandbaustoff genauso be-deutend wie ein idealer Mix aus integra-ler Planung, Betriebsoptimierung und Nutzersensibilisierung.

Wissenschaftliche Erkennt-nis beim Ludmilla Wohn-park: Die ideale Mischung aus energieeffizienten Mau-erziegeln, integraler Pla-nung, Betriebsoptimierung und Nutzersensibilisierung führt dazu, dass mehr Ener-gie erzeugt als verbraucht wird (Grafik: Ludmilla Wohnbau)

Klimaschutzziele bezahlbar halten – Porenbetonindustrie gerüstet

Formal ist der Weg frei für die neue Energieeinsparverordnung, die nach Bundesrats- und Bundesregierungsbe-schluss im Frühsommer 2014 in Kraft treten soll. Der Bundesverband Poren-beton sieht in der Novellierung einen weiteren Schritt zur Umsetzung der grundlegenden Klimaschutzziele der Politik. Kern der EnEV-Novelle ist eine Anhebung der energetischen Standards von Neubauten und die damit einherge-hende Senkung des Primärenergiebe-darfs um 25 % ab 2016.

„Diese Ziele werden langfristig gesell-schaftlich aber nur akzeptiert, wenn der Einzelne sie bezahlen kann – egal ob bei Neubau oder auch der Sanierung von Gebäuden“ so Dipl.-Ing. Georg Flassen-berg, Geschäftsführer des Bundesver-bandes Porenbeton, Berlin. Im Neubau-bereich werde diese Novelle allerdings insgesamt das Bauen verteuern.

Positiv sei festzustellen, dass Ver-schärfungen hinsichtlich des erlaubten Energiebedarfs von Neubauten nicht – wie ursprünglich angedacht – bereits in



Firmen und Verbände / Termine

der ersten Stufe in erheblichem Umfang über die Dämmung der Außenbauteile erzielt werden sollen, sondern merklich nur in einem Schritt zum 1. Januar 2016. „Damit“, so wertet Flassenberg, „steht der Bau- und Gebäudewirtschaft ein größerer Zeitraum zur Verfügung, in dem sie sich auf die komplexe und auf-wändige Umsetzung der neuen Bestim-mungen der Energieeinsparverordnung vorbereiten kann.“

Porenbeton erweist sich dabei erneut als ein Baumaterial, das den anspruchs-vollen Klimaschutzzielen gewachsen ist. Als Massivbaustoff bietet er eine Wärme-leitfähigkeit ab 0,08 W/(mK) in der Roh-dichteklasse 0,35. Bereits die 36,5 cm dicke einschalige, lediglich verputzte Außenwand besitzt einen U-Wert von 0,21 W/(m²K). Dieser liegt 25 % unter dem im Referenzgebäude der neuen EnEV vorgesehenen U-Wert für die Außenwand von 0,28 W/(m²K). Das be-deutet: Im Außenwandbereich können Anforderungen der neuen Energieein-sparverordnung mit monolithischen Wänden ohne zusätzliche Dämmmaß-nahmen erfüllt werden – sowohl beim Einfamilien-, Mehrfamilien- als auch beim Reihenhausbau. Das gilt unter der Voraussetzung, dass auch die Anlagen-technik den Anforderungen der neuen EnEV genügt. Mehr noch: Der homogene Wandaufbau erlaubt nahezu wärmebrü-ckenfreie Konstruktionen. Eine verputzte einschalige Wand aus Porenbeton gilt ohne Zusatzmaßnahmen als luftdicht im Sinne der Energieeinsparverordnung.

Mit zukunftsfähigen Porenbetonpro-dukten zeigt sich die Porenbetonindustrie bestens gerüstet für die neue EnEV. „Bauen mit Porenbeton heißt“, so fasst Flassenberg zusammen, „schon heute alle Anforderungen an den künftigen ener-giesparenden Wärmeschutz zu erfüllen.“

Weitere Informationen: www.bv-porenbeton.de

Termine

– Wärmedämmverbundsysteme sind Null-Fehler-Systeme

– Aufträge gewinnen und rechtssicher abwickeln

– Mineralische Innendämmung – seit 15 Jahren bewährt und bewiesen

– Energieeinsparverordnung EnEV 2014 – Konsequenzen für die Moder-nisierung

Auskünfte und Anmeldung:Fax: 0800/[email protected]/veranstaltungen

7. Mauerwerk-Kalender-TagBemessen Bewehren Befestigen

Ort und Termin:Dresden, 25. März 2014

Themen:– Glasfaserbewehrung mit Bauaufsicht-

licher Zulassung – Grundlagen und Anwendung

– Bewehrtes und vorgespanntes Mauer-werk – Anwendungspotenziale für die Praxis

– Dübel – Befestigungen in Mauerwerk– Einsatz von Vakuumisolationspaneelen

(VIP) im Mauerwerksbau– Anwendung von Glasfaserbewehrung

bei der Ertüchtigung von Lehmmauer-werk

– Bemessung von Mauerwerk nach EC6

Anmeldung:Technische Universität DresdenFakultät Architektur, Lehrstuhl Tragwerksplanung01062 DresdenFax: 0351/[email protected]

Auskünfte:Frau Dipl.-Ing. (FH) Anke EisTel.: 0351/83296-0Fax: 0351/[email protected]

21. Brandenburgischer Bauingenieurtag BBIT2014

Ort und Termin:Cottbus, 4. April 2014

Themen:– Möglichkeiten und Grenzen des Be-

standsschutzes beim Bauen im Be-stand

– SIA Normen für bestehende Trag-werke

– Bewertung der Stand- und Ermü-dungssicherheit einer hoch bean-spruchten Kranbahnkonstruktion für eine definierte Restnutzungszeit

– Bauen im Bestand von Mauerwerks-bauten

– Bemessen von Bestandsbauwerken aus Stahlbeton mit charakteristischen Werkstofffestigkeiten

– EC5 und Bauen im Bestand– Paradigmenwechsel beim Umgang

mit Holzschäden – Praxisberichte vom Einsteinhaus Caputh, dem Schloss Rheinsberg und dem Neuen Palais

Auskünfte und Anmeldung:BTU Cottbus – SenftenbergLehrstuhl Statik und DynamikFrau Sylke SchubertTel.: 0355/6924 63Fax: 0355/[email protected]

8th International ConferenceAMCM 2014 – Analytical Models and New Concepts in Concrete and Masonry Structures

Wrocław (Poland), June 16–18, 2014

Main topics– Advances in reinforced and pre-

stressed concrete structures– Analytical and numerical models for

concrete structures– Analytical and numerical models for

masonry structures– Application of FRP materials – theory,

practice and new codes– Behaviour and application of HPC

structures– Durability assessment and environ-

mental effects on concrete and ma-sonry structures

– Effects of cyclic and long-term load-ing on concrete and masonry struc-tures

– Masonry in complex stress state– Models and numerical simulations

for concrete at macro/meso/micro-scales

– Models for analysis of concrete and masonry structures according to new codes

– Performance based design of concrete and masonry structures

– Structural concrete in complex stress state

Informations:AMCM 2014 SecretariatWroclaw University of TechnologyInstitute of Civil EngineeringWybrzeze Wyspianskiego 2750-370 Wrocław, PolandTel/Fax: +48 71 320 45 [email protected]

Multipor-Frühlingsforum 2014Energetisch und ökologisch. Modernisieren mit System

Orte und Termine:Dessau, 5.März 2014Düsseldorf, 11. März 2014Stuttgart, 25.März 2014Hamburg, 31. März 2014

Themen:– Modern bauen, Energiesparen und ge-

sundes Wohnen



Die Zeitschrift „Mauerwerk“ führt wissenschaftliche Forschung, tech-nologische Innovation und architektonische Praxis in allen Facetten zur Imageverbesserung und Akzeptanzsteigerung des Mauerwerksbaus zusammen. Veröffentlicht werden Aufsätze und Berichte zu Mauer-werk in Forschung und Entwicklung, europäischer Normung und tech-nischen Regelwerken, bauaufsichtlichen Zulassungen und Neuent-wicklungen, historischen und aktuellen Bauten in Theorie und Praxis.

Mit der Annahme eines Manuskriptes erwirbt der Verlag Ernst & Sohn das ausschließliche Verlagsrecht. Grundsätzlich werden nur Arbeiten zur Veröffentlichung angenommen, deren Inhalt weder im In- noch im Ausland zuvor erschienen ist. Das Veröffentlichungsrecht für die zur Verfügung gestellten Bilder und Zeichnungen ist vom Ver-fasser einzuholen. Der Verfasser verpflichtet sich, seinen Aufsatz nicht ohne ausdrückliche Genehmigung des Verlages Ernst & Sohn nach-drucken zu lassen. Aufsätze, die ganz oder teilweise an anderer Stelle bereits veröffentlicht worden sind, oder Referate über solche Auf sätze können mit Quellenangabe für den Abschnitt Berichte angenommen werden. Für das Verhältnis zwischen Verfassser und Redaktion oder Verlag und für die Abfassung von Aufsätzen sind die „Hinweise für Autoren“ maßgebend. Diese können beim Verlag oder im Internet unter www.ernst-und-sohn.de abgerufen werden.

Die in der Zeitschrift veröffentlichten Beiträge sind urheberrechtlich geschützt. Alle Rechte, insbesondere das der Übersetzung in fremde Sprachen, vorbehalten. Kein Teil dieser Zeitschrift darf ohne schrift-liche Genehmigung des Verlages in irgendeiner Form – durch Fotoko-pie, Mikrofilm oder andere Verfahren – reproduziert oder in eine von Maschinen, insbesondere von Datenverarbeitungsanlagen, verwend-bare Sprache übertragen werden. Auch die Rechte der Wiedergabe durch Vortrag, Funk oder Fernsehsendung, im Magnettonverfahren oder auf ähnlichem Wege bleiben vorbehalten. Warenbezeichnungen, Handelsnamen oder Gebrauchsnamen, die in der Zeitschrift veröffent-licht werden, sind nicht frei im Sinne der Markenschutz- und Warenzei-chen-Gesetze zu betrachten, auch wenn sie nicht eigens als geschützte Bezeichnungen gekennzeichnet sind.

Manuskripte sind an die Redaktion zu senden. Ankündigungen von Veranstaltungen sollten 12 Wochen vor dem Tagungstermin eingereicht werden. Redaktionsschluß ist jeweils 8 Wochen vor dem Erscheinungstermin.

Auf Wunsch können von einzelnen Beiträgen Sonderdrucke herge-stellt werden. Die Mindestauflage beträgt 100 Exemplare. Anfragen sind an den Verlag zu richten.

Aktuelle BezugspreiseDie Zeitschrift „Mauerwerk“ erscheint mit 6 Ausgaben pro Jahr. Neben „Mauerwerk print“ steht „Mauerwerk online“ im PDF-Format über den Online-Dienst Wiley Online Library im Abonnement zur Verfügung.

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Inland 176 € 202 € 58 € 33 € Studenten 57 € – 20 € –

Schweiz 255 sFr 295 sFr 79 sFr 48 sFr Studenten 78 sFr – 28 sFr –

Studentenpreise gegen Vorlage der Studienbescheinigung. Preise exkl. MwSt. und inkl. Versand. Irrtum und Änderungen vorbehalten.

Persönliche Abonnements dürfen nicht an Bibliotheken verkauft oder als Bibliotheks-Exemplare benutzt werden.

Das Abonnement gilt zunächst für ein Jahr. Es kann jederzeit mit einer Frist von drei Monaten zum Ablauf des Bezugsjahres schriftlich ge-kündigt werden. Ohne schriftliche Mitteilung verlängert sich das Abonnement um ein weiteres Jahr.

Im Testabonnement werden drei Hefte zum Preis für zwei geliefert. Ohne schriftliche Mitteilung innerhalb 10 Tage nach Erhalt des dritten Heftes wird das Abonnement um ein Jahr verlängert. Nach Verlänge-rung kann jederzeit mit einer Frist von drei Monaten zum Ablauf des Bezugsjahres schriftlich gekündigt werden. Ohne schrift liche Mittei-lung verlängert sich das Abonnement um ein weiteres Jahr.

Die Preise sind gültig vom 1. September 2013 bis 31. August 2014.

Impressum

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Verantwortlich für den redaktionellen Teil:Prof. Dr.-Ing. Wolfram JägerTechnische Universität Dresden, Fakultät Architektur01062 Dresden, Telefon (0351) 46335010, Fax (0351) [email protected]

RedaktionsbeiratProf. Dr.-Ing. Wolfgang BrameshuberRWTH Aachen, Institut für BauforschungSchinkelstraße 3, 52056 AachenTelefon (0241) 8095103, Fax (0241) 8092139Univ.-Prof. Dr.-Ing. Carl-Alexander GraubnerTechnische Universität Darmstadt, Institut für MassivbauPetersenstraße 12, 64287 DarmstadtTelefon (06151) 162144, Fax (06151) 163044Dr.-Ing. Udo MeyerArbeitsgemeinschaft Mauerziegel im Bundesverband der Deutschen Ziegelindustrie e.V.Schaumburg-Lippe-Straße 4, 53113 BonnTelefon (0228) 9149325, Fax (0228) 9149312Dr. sc. techn. Ronald RastDeutsche Gesellschaft für Mauerwerks- und Wohnungsbau e.V.Kochstraße 6–7, 10969 BerlinTelefon (030) 25359640, Fax (030) 25359645

Verantwortlich für die Rubriken:Dipl.-Ing. Monika [email protected]

Gesamtanzeigenleitung Verlag Ernst & Sohn:Fred DoischerTelefon (030) 47031-234

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Vorschau

Themen Heft 2/2014

Andreas Jäger, Luís Mendes, Hervé Degée, Christophe Mordant, Suikai LuRütteltisch-Versuche an Gebäuden aus unbewehrtem wärmedämmendem ZiegelmauerwerkIm Rahmen des europäischen Forschungs-projekts SERIES (Seismic Engineering Research Infrastructures for European Synergies) wurde das Verhalten von Ge-bäuden aus wärmedämmendem Ziegel-mauerwerk unter seismischer Belastung untersucht. Dazu wurden Rütteltisch-Ver-suche an Gebäuden im Maßstab 1:1 durch-geführt.In diesem Beitrag werden der Versuchs-aufbau beschrieben und die wichtigsten Ergebnisse wie das dynamische Verhalten, die Versagensmechanismen, die Stock-werksverschiebungen und die Verhaltens-beiwerte dargestellt.

Thomas KranzlerZur Planung, Ausführung und Leistungsfähigkeit des Außenwand- Decken-Knotens von monolithischem ZiegelmauerwerkMit zunehmenden Wärmeschutzanforde-rungen gehen stets auch erhöhte Anforde-rungen an die Außenwände von Gebäuden einher. Bei monolithischen Außenwänden erfährt die sorgfältige Planung und Aus-führung des Details „Außenwand-Decken-Knoten“ daher eine immer größer wer-dende Bedeutung. Neben den Aspekten des Wärme- und Feuchteschutzes muss dieses Detail gleichzeitig auch den Anfor-

über die geplanten Untersuchungen im Rahmen der Projektlaufzeit.

Andreas Schneemayer, Christian Schranz, Andreas Kolbitsch, Elmar Karl TscheggEin- und zweiaxiales Bruchverhalten von Mauermörtel in ZiegelmauerwerkTragendes Mauerwerk wird nicht nur ver-tikalen, sondern auch horizontalen Kräften ausgesetzt, z. B. aus Wind- und Erdbeben-lasten. Der Mörtel muss die (vertikalen und horizontalen) Lasten zwischen den Steinen übertragen. Das Verhalten des Mörtels bis zu den ersten Rissen, aber vor allem auch nach Erreichen der Zugfestig-keit entscheidet über die Tragfähigkeit des gesamten Mauerwerksverbandes. Dazu ist die Kenntnis der bruchmecha-nischen Eigenschaften des Mörtels not-wendig.In dieser Arbeit werden diese Eigenschaf-ten von unterschiedlichen Mörteln mit Hilfe der Keilspaltmethode nach Tschegg untersucht. Es kommen die bei Altbauten oft vorhandenen Kalkmörtel sowie die heutzutage üblichen Kalkzement- und Zementmörtel zum Einsatz. Die Kraft-Rissöffnungs-Kurven, die Kerbzugfestig-keit sowie die Bruchenergien stellen die ermittelten Werte dar. Diese Ergebnisse sollen besonders im Hinblick auf die Er-mittlung der Druck- und Schubfestigkeit von Bestandsmauerwerk von Nutzen sein.

(Änderungen vorbehalten)

derungen resultierend aus Statik, Brand- und Schallschutz genügen.Da die separate Berücksichtigung der ein-zelnen Teilaspekte mitunter jedoch zu dia-metral entgegen stehenden Ausführungsva-rianten führen würde, ist eine Ausführungs-variante zu finden, die alle an sie gestellten Anforderungen gleichermaßen erfüllt.

Ekkehard Fehling, Christoph Butenweg, Udo MeyerINSYSME – Entwicklung innovativer Systeme für die erdbebensichere Auslegung von Ausfachungswänden aus ZiegelmauerwerkIn dem europäischen Forschungsvorhaben INSYSME mit insgesamt 16 Partnern aus 7 Ländern werden neue Bemessungs-ansätze und innovative Systeme für erd-bebenbelastete Ausfachungswände aus Mauerwerk entwickelt und prototypisch umgesetzt. Grundlage der Entwicklungen bilden pseudo-statische Versuche sowie Rütteltischversuche, in denen insbeson-dere auch die kombinierte Beanspruchung in und senkrecht zur Wandebene betrach-tet wird. Von deutscher Seite aus werden unter der Leitung der Arbeitsgemeinschaft Mauerziegel von der Universität Kassel theoretische und experimentelle Untersu-chungen durchgeführt. Die Ergebnisse dieser Untersuchungen werden dann von der SDA-engineering GmbH aus Herzo-genrath für die praktische Anwendung aufbereitet.Der Beitrag liefert Informationen zum Projektstand und gibt einen Überblick

Ja, wir möchten die Zeitschrift Mauerwerk lesen:

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Meilensteine des Bauwesens

Aus Anlass des 90. Jahrgangs der Bautechnik erscheint ein be-

sonderes Sonderheft der „Bautechnik“. Einige der bedeutends-

ten Meilensteine der vergangenen 90 Jahre auf dem Gebiet der

Bautechnik (neue Verfahren, Materialien, Tragwerkskonzepte)

werden in besonderer Weise vorgestellt. Renommierte Autoren

kommentieren und bewerten den jeweiligen Meilenstein aus

heutiger Sicht und schlagen die Brücke zu den Entwicklungen in

der Bautechnik in Gegenwart und Zukunft.

Folgende Themengebiete werden dargestellt: Schweißtechnik im Stahlbau Erddrucktheorie Entwicklung von Schrägseilbrücken Das Taktschiebeverfahren Membran-/Seiltragwerke und das Versuchswesen Kraftfluss in Stahlbetonbauteilen Numerische Methoden Faserverstärkte Kunststoffe im Bauwesen

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