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Mechanische und Thermische Untersuchungen zur

1. Zementkorn Risse Pore Wi Bauteile E 0 o o CSH Fasern eo 0 Zuschlag D 00 d Zementstein 00 or m m um mm dm Mikroebene Mesoebene Makroebene aTi US RER 4e F RE AR dl US den de 2 Wi VK CAS DS TEN SZ Ke Reitz 7 d A y KT ee Sa ae W Ni ET GE CA ks VA CSC x nm at SN gt d G 69 S A de SOSE JE Ce 3 Ea Ab ch KE A RS 2 10 2 ER Ge ER u e ET ET KE Abbildung 2 12 Abbildungsebenen des Betongef ges nach Wittmann H r02 Zil05 Beton ist auf der mesoskopischen Betrachtungsebene ein heterogener Werkstoff aus Zuschlag Zementstein und ihrer Kontaktzone Das Tragverhalten von Beton richtet sich dabei nach den Festigkeiten bzw den Steifigkeitsverh ltnissen der Einzelkomponenten Um dies zu verdeutlichen wurden von einer Vielzahl von Autoren z B Fau03 Sag99 Th105 ELC98a Strukturmodelle zum Lastabtrag eingef hrt Die Abbildung 2 13 zeigt solche Strukturmodelle f r einen gef gedichten Leichtbeton im Vergleich zu Normalbeton Imttteeeeeen NR TTT TT RTE TEEN IR S E i i 9 bai SAAd T pe D Di oO E HR D ZE FAT re E LUEUR D 2 ASE iji T zZ Pr d l IF 3D Een zb Ber KL AL on De Dee LIT Ea Steifigkeit Leichtzuschlag Em Steifigkeit M rtelmatrix Normalbeton Leichtbeton Abbildung 2 13 links Trajektorienbilder der Hauptspannungen f r Normal und gef gedichten Leichtbeton Thi06 rechts
2. rW r t 1 X eg D LI max Stat System Belastung amp Verformungsfigur f u a Jehe i b Momentenverlauf mit Einfluss der Verformung mit Ae W nax c d zum M Verlauf affiner Kr mmungsverlauf x 1 r Null System mit Belastung und Biegelinien und Momentenverlauf Abbildung 6 10 Biegelinie nach Gun00 links und Beziehung zwischen Kr mmung und Dehnung f r ein Wandelement der L nge dx Schn98 Heg07 rechts Mit dem Materialgesetz f r LAC nach Kapitel 4 den Gleichgewichtsbedingungen und der Beziehung zwischen Kr mmung und der zus tzlichen Ausmitte nach Theorie II Ordnung kann die Tragf higkeit der unbewehrten Innenstege von Lochsteinen bestimmt werden Die Festigkeitsreduktion von 10 20 von Innenstegen im Lochsteinverband beim Steintest gegen ber einzelnen gepr ften Wandscheiben wird durch den Kr mmungsansatz ber cksichtigt Aufgrund des nichtlinearen Materialgesetzes l sst sich das Gleichgewicht aus inneren und u eren Schnittgr en nur iterativ gem Anhang D 2 ermitteln Dabei kann die Biegetragf higkeit nicht als Produkt aus E Modul und Fl chentr gheitsmoment berechnet werden Deshalb wird nachfolgend das aus dem Stahlbetonbau bekannte Vorgehen zur Aufstellung einer M K Beziehung weiter verfolgt Grundlage f r die weiteren Untersuchungen bilden die aus der Spannungsverteilung ermittelten Beziehungen zwischen Normalkraft und dem Moment M einerseits und der Kr mmungen andererseits Zus t
3. Bruchregel Il oaz y Osz y f cc bz 1 2 Lochstein V2 Ausschnitt V2 S1 Mittelwert 1 Ausschnitt V2 S2 Referenz Mittelwerte testserie O Einzelwerte V2 S1 Lochsteine V2 0 8 O Einzelwerte V2 S2 Einzelwerte Lochstein V2 0 6 A Einzelwerte Lochstein E A Einzelserien Steine und Lochsteinausschnitt E S1 Steinaus 0 4 x Einzelwert Lochstein K chnitte aus Mittelwert Lochstein K der Marktstudie 0 2 A Mittelwert Lochstein E A Lochsteinausschnitt E S1 Mittelwert 0 0 2 0 4 0 6 0 8 1 1 2 1 4 bezogene Drucktragf higkeit D nei O0 LAC Abbildung D 15 Bruchbedingungen anhand bezogener Druck und Querzugbeanspruchungen auf ein Lochsteinsystem mit gitterf rmiger Innenstegstruktur im Vergleich zu getesteten Festig keitsparametern f r Lochsteine aus der Marktstudie gegen ber dem Referenzstein V2 A 58 E Anhang Prototypentwicklung E ANHANG PROTOTYPENTWICKLUNG E 1 Standardstein geschnitten Spezialsieln in variablen H hen von 15 25 cm nlegem rntel mik Nut f r Bawehrungsaton Ausgleichsm rtel Mauerwerksanker Edelstahl 34 mrm Fenstersturzfertigteil mit versetzter r ckseitiger W rmed mmung aus LAC mit nichtrostender Bewehrung oder Ausf hrung in bewehrtem LC 12 13 gef gedichtem Leichtbeton Fenstersturzfertigteil mit versetzter r ckseitiger W rmed mmung als mit bewehrtem Normalbeton verf llte LAC U Scha
4. W rmeleitf higkeit 10 ary W mK 0 400 600 800 1000 1200 1400 1600 1800 Trockenrohdichte pa kg m Abbildung 4 8 Verh ltnis A o r OZW 10 ary zur Trockenrohdichte der LAC Plattenpr fk rper Messdaten mit Regressionsfunktion amp Vergleich mit Angaben nach Cam95 gestrichelte Linie Zus tzlich zu dem sogenannten Basiswert der W rmeleitf higkeit Apr nach DIN EN 1745 werden f r die entwickelten und getesteten Leichtbetonrezepturen die Bemessungswerte der W rmeleitf higkeit A bzw fr her Ar mittels den nach DIN EN ISO 10456 zu berechnenden Feuchteumrechnungs koeffizienten fa bzw f in Abh ngigkeit der verwendeten Zuschlagsart bestimmt Aus diesen Umrechnungskoeffizienten k nnen dann die Umrechnungsfaktoren f r den Feuchtegehalt Fm nach DIN EN 1745 berechnet werden die mit dem auf die obere Rohdichtegrenze extrapolierten Wert von 10 trex als Mittelwert aus 3 Messungen zu multiplizieren sind Auf das Rechenverfahren selbst wurde beispielbezogen n her in Kapitel 3 zur Marktstudie eingegangen Die Eingruppierung der so berechneten Bemessungswerte der W rmeleitf higkeit erfolgt nach DIN V 4108 4 2007 Die Auswertungen zu den Bemessungswerten der W rmeleitf higkeit sind in der Tabelle 4 5 im Anschluss an das nachfolgende Kapitel 4 6 mit den ausgewerteten mittleren Trockenrohdichten und Druckfestigkeiten sowie den prozentualen Preisen f r die einzelnen entwickelten LAC Rezepturen zur Mauersteinentwickl
5. n 15 h cm I R 13 Lo Go AA SR E a E WER PER geen Gamme eme 3 E 5 5 wg RECR ER WEISS WER WE G o 11 eme se DL NE TE pe H C e 20 be gh 2 Bai u 9 0135 0 15 20 30 4 50 O 70 80 M e m f 30 Hz 7 g f 40 Hz 7 g f 30 Hz amp 9 g 1 2 3 f 20 Hz G 7 g 4 5 f 30 Hz G Sa I E Rheologischer Zustand der Gemenge und ihre Modelle horizontale Erregung E h F v rhkale Erregung Abbildung 2 8 links Absenkverhalten von steifem Betongemenge bei unterschiedlichen Erregerfrequenzen und Beschleunigungsamplituden des Vibrationstisches nach Kuch rechts rheologische Verdichtbarkeitskurven und Ihnen entsprechende Schwingungsrichtung nach Kuch Kuc92 Die Schwierigkeit liegt nun in der Praxis dar n dass je nach Mischungsrezeptur und Schalungsform ein spezifisches Frequenzspektrum existiert welches zu Beginn unbekannt ist und in der laufenden Produktion nur durch Tastversuche herausgefunden werden kann um eine optimale Verdichtung zu erzielen vgl PotOla PotOlb Ts 04 Die Art der Erregerfunktion ihre Einwirkungsart ihre Anzahl und insbesondere auch ihre Phasenlage zueinander haben einen wesentlichen Einfluss auf das Verdichtungsverhalten steifer Gemenge wie z B LAC Nach Kuch w rde durch eine Phasengleichheit der harmonischen Schwingungen von Vibrationstisch und Auflast kaum eine gute Verdichtungswirkung erzielt Durch eine impulsartige oder gleichzeitig vertikale und horiz
6. CH aan 0 b 75 E zZ 6 00 gt 25 x F D 5 00 O Serie V1 T1 20 D E O Serie V1 T1 28 4 e ZS 4 00 DO Serie V1 T1 40 Standardw rfel S A Serie V1 T1 56 S 100 bis 175 mm Wee A 11 20 Mean Value D 3 00 Yschoiren 0 0013x 0 147x 3 6408 Serie V T1 80 A l Kantenl nge V1 T1 28 Mean Value Rassen 0 87 Mean values I D V1 T1 40 Mean Value a I V1 T1 56 Mean Value 200 W rfel 4x4x4 cm 2 PE G0 Mean Vale O W rfel 10x10x10 cm W rfel 10x10 cm l A W rfel 15x15 cm W rfel 15x15x15 cm 4 x W rfel 17 5 x17 5 cm 1 00 W rfel 17 5x17 5x17 5 cm 1 Curve Fitting l 2 per Mov Avg Curve Fitting x Trend W rfel Mean values I 0 00 0 I 0 20 40 60 80 100 120 140 160 180 200 0 500 1000 1500 2000 2500 3000 3500 4000 4500 5000 5500 6000 Probendicke mm Volumen em Abbildung 5 14 links Separierter Einfluss der Probendicke auf die Druckfestigkeit von LAC Wandscheiben rechts Bezug des Probenvolumens zur Druckfestigkeit nicht stabilit tsgef hrdeter Scheiben aus LAC In Abbildung 5 14 links wird deutlich dass mit zunehmendem Volumen gem dem WEIBULL Modell Bon59 die Festigkeit sinkt und die Festigkeiten der Wandscheiben ber denen der W rfel liegen Ein Versagen infolge Biegeverformungen bzw Knicken kann also bei den 80 mm hohen Proben ausgeschlossen werden Wegen dieses Effektes wird zus tzlich die Dr
7. Referenz V2 N mitgetestet s Abbildung 5 7 Mitte links Eine Pr fserie pro Steinkonfiguration besteht aus mindestens 3 bis 6 Steinpr fk rpern Neben den Tests an Lochsteinen wurden au erdem Hohlblocksteine mit 2 zur Mittelachse symmetrischen Kammern aus den zum gleichen Zeitpunkt hergestellten Vollsteinen Serie VI mit etwa der gleichen Trockenrohdichte geschnitten Die Abbildung 5 8 zeigt das Schnittmuster der aus Vollsteinen ohne Lochung hergestellten Hohlblocksteine Die Stirnseiten mit Nut und Federausbildung des Steins wurden zum einen mit herk mmlichen 2 Komponenten Kleber und zum anderen je die H lfte der Steine mit besonders festem Spezialkleber X60 vom Hersteller HBM verklebt Ein negativer Einfluss des Klebers z B durch Versagen der Klebefugen konnte w hrend der Drucktests allerdings nicht festgestellt werden Die Bruchbilder glichen denen von herk mmlich hergestellten Lochsteinen Ziel dieser letzten Versuchsserie ist es den Einfluss von Lochkammern und eines var ierenden Verh ltnisses von Stegschlankheit zum verwendeten Gr tkorn des LAC unter Ausschluss von Verdichtungs und Bef llungseffekten s Kapitel 5 1 2 sowie verst rktes oberfl chliches Schwinden der LAC Betone zu untersuchen Diese Effekte sind insbesondere bei Lochsteinen mit filigranen Innenstegstrukturen zu erwarten F r die produzierten Vollsteine zeigen hingegen vorhergegangene Untersuchungen LeuO8 dass die Unterschiede in der Rohdichte und
8. mm 80 80 Abbildung 5 12 Ausgew hlte L ngsstege zum Zuschnitt der Wandscheiben f r die Versuche der Serie V2 links Schnittmuster der Steinscheiben in der H he rechts Des Weiteren wurden eine Vielzahl der getesteten Proben mit dem optischen Mess System Q 400 der Firma Dantec Dynamics aufgezeichnet s Abbildung 5 13 Dieses Messsystem ist ein ber hrungsloses Messsystem mit dem 3 dimensionale Verformungen durch digitale Korrelation von mit Kameras aufgenommenen Bilddaten zur Verformungs bzw Dehnungsanalyse quantitativ erfasst werden k nnen Die eigenen Versuchsauswertungen zeigen dass bei dem verwendeten Objektiv und 112 5 Untersuchungen zum Gr en und Schlankheitseffekt auf die resultierende Festigkeit Messaufbau realistisch mit einer Aussagegenauigkeit der Verformungsmessungen von 1 100 mm also 10 um zu rechnen ist Die Versuche wurden dabei in vorher definierten quidistanten Lastschritten bis zum Bruch gefahren Tabelle 5 4 Probenbezeichnungen Abmessungen Anzahl und untersuchter Einfluss Abmessungen der Wandscheiben Anzahl n are Steintyp der Proben Breite B H he H Dicke d p Einfluss Imm mm u roben Vollstein Pariser Wanddicke Vollstein V1 T2 16 80 175 16 2 Dicke Schlankheit 1 Vollstein Vi T2 20 so 175 20 10 Dicke Schlankheit 1 Vollstein Vi T2 28 am 175 28 10 Dicke Schlankheit 1 Vollstein Vi T2 80 so 175 ap 10 Dicke Schlankheit 1 EEGENEN
9. 2 09 2009 14 46 Ma 1 0435e6 Max TE gebende 7 0668e5 Stelle 3 738585 7 7002e 005 A max ci 39017 W 2 958165 i g 6 206485 t u quer lt 9 654765 ftu l ngs 1 300366 1 635166 1 97e6 Min x 5 0005e 005 A F 9546e 005 58 Unteransicht S2 konische Stege Maximum Principal Stress Type Maximum Principal Stress Unit Pa Time 10 2 09 2009 14 15 6 b063e5 Max 4 4143e5 2 2224e5 3051 3 4 161465 4 353365 6 545265 5 7371e5 1 0929e6 1 3121e6 Min Abbildung C 16 Berechnete gr te Hauptspannungen nach der Normalspannungshypothese f r die Parameterstudie der Randbedingungen Fall a festeingespannt gerade Stege b konische Stege c mit Reibkontakten Simulation reale Haftreibung A 30 b C Anhang Gr en und Schlankheitseffekte f r LAC Maximum Principal Stress JAN Wl P Type Maximum Principal Stress Unit Pa j i Time 10 Noncommercial use only 30 04 2009 15 08 8 7973e6 Max 7 2362e6 5 6751e6 4 114e6 2 5529e6 9 9176e5 1 7868e5 49879 1 6246e6 3 299e6 Min 0 000 0 045 0 090 m BE WO A A1 0 022 0 065 Maximum Principal Stress Type Maximum Principal Stress Unit Pa Time 10 11 06 2009 16 24 ANSYS Noncommercial use only 1 3355e6 Max 8 929e5 4 5032e5 7730 4 3 6109e5 7 2991e5 1 0987e6 1 4676e6 1 8364e6 2 2052e6 Min Abbildung C 17 Darstellung exemplarischer Berechnungsergebnisse f r die Probe S1 Hauptspannunge
10. 4 9 Fazit zur Leichtbetonentwicklung 91 als Einzelwerte wiedergegeben weil sie f r die weitere Modellbildung und den Vergleich mit den Traglastversuchen in Kapitel 5 nicht herangezogen werden Sie k nnen jedoch dem Anhang B entnommen werden P1 Prisma 3 m Pr frohdichte Druckversuch nach Biegezug Probe 1 E Druckversuch nach Biegeversuch Probe 2 Mrechnerische Biegezugfestigkeit festigkeit Nmm2 P1 Prisma 2 D Biegezugfestigkeit gemessen m ber zentr Zugfestigkeit fetm Abbildung 4 24 Exemplarische Darstellung der Testergebnisse an drei Proben zur Berechnung der zentrischen Zugfestigkeit der Rezeptur Pi aus dem 0 1 2 3 4 Produktionsversuch P1 Prisma 1 4 9 Fazit zur Leichtbetonentwicklung Grundlegend ist gerade f r haufwerksporigen Leichtbeton LAC festzustellen dass das Materialverhalten kaum in der Literatur dokumentiert ist Die meisten Ver ffentlichungen haben zudem kaum allgemeing ltigen Charakter weil die Materialkennwerte oft nur f r eine Mischungsrezeptur bzw Leichtschlagtyp untersucht wurden und so nur Anhaltswerte f r eine Gr enordung der Parameter liefern k nnen Die eigenen Untersuchungen verkn pfen f r die Prototypentwicklung und Modellbildung zur Beschreibung des Tragverhaltens von Lochsteinen gezielt funktional beschriebene Lambda Rohdichte Festigkeitsrelationen im Rohdichtebereich von 500 bis 2000 kg m mit f r die Bemessung wichtigen
11. Kapitel 2 DIN EN 1520 gt kein ausreichender Tragwiderstand in Form von Normalkraftwiderstand vorhanden Es kann also durch die Verwendung der N herungsl sung nach DINEN 1520 das beschriebene Bemessungsverfahren mit hinreichender Genauigkeit durch die Verwendung des Abminderungsfaktors Devis noch weiter vereinfacht werden Allerdings ist dann noch ein zus tzlicher empirischer Reduktionsfaktor a zum Einfluss des Loch bzw Quersteganteils auf die Traglast in Bezug auf die Materialfestigkeit einzuf hren Gem dem Ansatz der Gleichungen Gl 6 11 und Gl 6 12 w rde infolge der berechneten Biegeverformungen des Querschnitts nach Theorie IT Ordnung an den ma gebenden u eren Querschnittsr ndern eine Druckkraft infolge Biegedruckspannung von 62779 N und eine Zugkraft auf der Biegezugseite des Querschnitts von 4275 N wirken Somit berschreiten auch die u eren Randspannungen bzw Randdruck und zugkr fte die Materialiestigkeit des Innenstegs im untersuchten Lochstein Des Weiteren verdeutlicht der Vergleich mit der aus den Interaktionsdiagrammen abgeleiteten Ausmitte ex 1 32 mm f r die L ngsstegscheiben V2 T3 22 H he h 238 mm nach Anhang D 2 dass dieses Resultat gut zu der mittels des praxisorientierten Ansatzes ber die Momenten Kr mmungs Beziehung berechneten maximalen horizontalen Verformung Wmas passt F r den ma gebenden Querschnitt ergibt sich auf halber Wandh he mit einer Ausmitte von amp o Wmax 1 45 mm
12. Messkurve Wand V2 80x238x22 Nr 7 0 0 2 0 4 0 6 0 8 1 1 2 1 4 1 6 1 8 2 Verformung u mm Abbildung 5 48 Numerisch berechnete Traglastkurven im Vergleich zu experimentell gemessenen Traglastkurven f r kleinformatige Wandscheiben 144 5 Untersuchungen zum Gr en und Schlankheitseffekt auf die resultierende Festigkeit Um zu berpr fen ob die zuvor gezeigten Wandberechnungen m Vergleich zur Simulation des Lochsteinausschnittes S1 mit Querstegen eine wie im Versuch festgestellte gr ere Stabilit t und folglich h here Druckfestigkeit aufweisen werden die berechneten Traglastkurven sowie ausgew hlte Messkurven gegen bergestellt Der Vergleich der numerischen Ergebnisse mit den Messdaten der Wandscheiben zu den Lochsteinausschnitten S1 in Abbildung 5 49 zeigt dass e mittels der nichtlinearen FE Berechnung die Traglast der einzelnen Wandscheiben aus dem Innenstegbereich der Lochsteine relat v genau abgebildet werden kann e das real gemessene Verhalten des Steinausschnitts S1 entweder zu steif Solid65 Betonmodell oder zu weich plastisches Materialmodell mit bilinearer Kennlinie abgesch tzt wird Die gemessenen Traglastkurven liegen allerdings aufgrund der inhomogenen Materialstruktur des LAC in einem gewissen Streuband zwischen diesen Grenzen Somit wird die wirklich gemessene Traglast f r den Steinausschnitt S1 durch die nichtlineare Berechnung deutlich bersch tzt e auch infolge einer nichtlinearen FE Bere
13. Spezialeckstein EDOS perforierte D mmung ERRI Au enecke rechts Se dE Eeer NEE i 2 s Fugen Innenecke rechts Ni ai RER verm rteln LU vm Abbildung 7 9 Planungsraster im 1 8 m Verlegeplan mit Zuschnittanweisung f r die Ecksteinvariante 1 passend zum Verbundsteintyp 1 Dies gilt vor allem f r Lasten und Belastungssituationen die in einem herk mmlichen Ein oder Zweifamilienhaus anzutreffen sind vgl Kapitel 7 5 Die Prototypen dieses Verbundsteinsystems Typ 1 wurden zudem als Plansteine hergestellt wobei bereits erw hnt wurde dass nach DIN 1053 100 einer h here charakteristische Mauerwerksdruckfestigkeit fk bei gleicher Steinfestigkeit angesetzt werden kann wenn die Lagerfugen als D nnbett statt Dickbettfugen ausgef hrt werden Ohne weiteres lie e sich aber auch f r diesen Prototypen durch einen vertikalen Versatz der ab Werk integrierten Vorsatzd mmung eine normaldicke Lagerfuge f r die Anwendung von Normalm rteln realisieren ohne dass dies bei fachgerechter Ausf hrung einen nennenswerten Einfluss auf die D mmwirkung der Au enwand h tte Die bereits vorgestellte Verbundkopfl sung aus LAC f r den Verbundprototypen 2 s Abbildung 7 2 rechts weist im Vergleich zu der zuvor gezeigten Variante 1 den Vorteil auf dass bei ihr die Vorsatzschale sowohl ab Werk als auch nachtr glich auf der Baustelle aufgesteckt werden kann Wie bereits zuvor bei der Vorstellung des Normalsteins Kapitel 7 3 2 er
14. AN ger eege etc 0000 oo X 000 A 2 Aa Y y ve ei Abbildung 2 3 links Optimierter Zementleimgehalt nur zur Ausbildung eines Punkt zu Punkt Kontaktes rechts Erh hung des Zementleimgehaltes zwischen den Leichtzuschl gen zur Erzielung einer h heren Festigkeit jedoch einhergehend mit einer Erh hung der Rohdichte nach Deh98 vgl auch Aur71 9 Wie bereits zuvor erw hnt kann der effektive w z Wert des Zementleims bei LAC auch nur in geringen Schranken ver ndert werden da die Mischung sonst so trocken ist dass die Leichtzuschl ge nicht ausreichend im Mischer umh llt werden oder zu nass ist dass der Zementleim absinkt und tiefer liegende Hohlr ume auff llt und die Mischung entmischt Ein zu hoher Anteil an Zementleim f hrt deshalb oft nicht zu einer wesentlich h heren Festigkeit sondern lediglich zu einer Erh hung der Betonrohdichte wie auch eigene Untersuchungen in Kapitel 4 sowie Auswertungen von Dehn Deh98 zeigen Generell sollten allerdings vor Mischungsbeginn die Leichtzuschl ge mit Wasser zumindest teilges ttigt sein 20 bis 50 des Anmachwassers Deh98 Sag99 Der Wassergehalt von im Freien gelagerten Zuschl gen sollte durch Darrversuche bestimmt werden Bei Bedarf ist dann die Mischungsberechnung durch den so ermittelten Wassergehalt anzupassen um ein komplettes Aufsaugen des Anmachwassers durch die Leichtzuschl ge zu vermeiden Dies ist n tig damit noch gen gend Wasser zur Hydra
15. Abbildung 5 39 links Verwendete Finite Elemente zur nichtlinearen FE Berechung ANS07 rechts Bruchkurve f r zweiachsiale Festigkeit und Vergleich mit Versuchsergebnissen Bra04 o und zugeh rige Bruchfl che f r den 3D Hauptspannungsraum Bra04 u 136 5 Untersuchungen zum Gr en und Schlankheitseffekt auf die resultierende Festigkeit e Bruchkriterien Den weiteren nichtlinearen FE Berechnungen liegt wie zuvor erw hnt das Bruchmodell von William und Warnke Wil74 f r den bereits in Abbildung 5 39 vorgestellten dreidimensionalen Hauptspannungsraum zugrunde Es basiert auf einer 5 Parameterdarstellung wobei die Modellparameter bezogene Gr en sind und auf typischen Betonfestigkeitskennwerten w e der einaxialen Druck und Zugfestigkeit aber auch auf der biaxialen Druckfestigkeit sowie daraus bestimmten hydrostatischen Spannungszust nden beruhen Das Bruchkriterium auf Basis von mehraxialen Spannungszust nden kann wie in Anhang C dargestellt beschrieben werden ANSO07 F r die Analyse der Versagenszust nde von einaxialen Druckpr fungen an Proben aus LAC ist besonders das dritte Bruchkriterium einer Zug Zug Druckbelastung von Interesse Das st deshalb der Fall da sich die Proben bei den in Kapitel 5 1 und 5 2 vorgestellten Versuchen infolge von Querzugspannungen seitlich ausbauchen k nnen wohingegen sie in Belastungsrichtung unter Druckspannungen gestaucht werden Deshalb wird der analytisch funktionale Zusammenhang f
16. U Wert W m K oO N o 0 1 100 150 D mmstoffdicke mm 200 W M 0 0 8 S 0 0 700 _ OSI ZS W M 690 0 0 0 8 S 0 0 70 0 OSI Y YW M G90 0 Rohdichte LAC 1800 kg m Dicke Tragschale d 130 mm Rohdichte LAC 1400 kg m Dicke Tragschale d 175 mm Rohdichte LAC 950 kg m Dicke Tragschale d 130 mm Mn Rohdichte LAC 950 kg m Dicke Tragschale d 175 mm iso 0 065 W mK iso 0 04 W mK SA iso 0 035 W mK Xiso 0 03 W mK vg gesetzliche Mindestanforderung U lt 0 32 W m K vD Energieeffizienzklasse D U lt 0 26 W m K vB Energieeffizienzklasse B U lt 0 20 W m K vA Energieeffizienzklasse A U lt 0 15 W m K Rohdichte LAC 1400 kg m Dicke Tragschale d 175 mm ER Rondichte LAC 1400 kg m Dicke Tragschale d 130 mm mm Rondichte LAC 950 kg m Dicke Tragschale d 130 mm Rohdichte LAC 950 kg m Dicke Tragschale d 175 mm Ae 0 065 W mK Aiso 0 04 W MK Aiso 0 035 W mK Aen 0 03 W mK Vg gesetzliche Mindestanforderung U lt 0 32 W m2K VD Energieeffizienzklasse D U lt 0 26 W m2K VB Energieeffizienzklasse B U lt 0 20 W m2K VA Energieeffizienzklasse A U lt 0 15 W m2K Abbildung 7 16 Abh ngigkeit des resultierenden U Wertes f r die Prototypen in Abh ngigkeit der W rmeleitgruppe der D mmstoffe WLG und der D mmstoffdicke Tabelle 7 4 Resultierende U Werte aus Messung de
17. gt Der so eingestufte Wert ist der Bemessungswert der W rmeleitf higkeit Abbildung A 1 gerundet auf 0 01 W mK f r Stein F s o DIN 4108 4 2004 07 Vorgehen bei der Bestimmung von Bemessungswerten der W rmeleitf higkeit nach DIN V 4108 4 2004 bzw DIN V 4108 4 2007 Beispielkalkulation f r den Mauerstein F A 1 Methoden der Bestimmung des Bemessungswertes der W rmeleitf higkeit Beispielberechnung A 3 u Bbunssein sne YyemsbunsseWusg AURA Eon Suud LEMSOUNSSaULSE v JelaULDSJa ua syerdiepgiy ouu0 Hay k Jeu 642nunz abn Jep pama y CW Hedge HO PU SUBISIEUUOR 100 B0LF NIQ L Y ajade LEEU bunis ug Ypamsdunssswsg sang LE WI lt senpebegegaig wu sues NU neqnessepy W S N4 LE NT auey aus sue LT CHU US8OUNSSSN sne 1618008 NEd LISS Ian saulas sap Yar 0 epque7 Jeyusjerunbe Web 18181 Bssnuos Abbildung A 2 R ckgerechnete Messwerte der W rmeleitf higkeit ohne Fugeneinfluss f r Normalsteine der Marktstudie mit Dickbettlagerfuge aus LM 21 A 4 B B 1 B Anhang Leichtbetonentwicklung ANHANG LEICHTBETONENTWICKLUNG Technische Datenblatter A 5 B 1 Technische Datenbl tter L on cc LL EEE ceg 1 ocon SUE EL 0 oos lm dd D cos ozn om Bimouavn1gzoggnpu je Suel sap wIopesoge ausa a puawai ij9puod ago d Ugen uepuod oU aus Au jepo a Lou IO apuy aguc dA LE 27 EITTEN EINT QUI g LE ou d IO QUI IOQNA aqad I
18. t h Querschnittsdicke lo effektive Querschnittsh he Nex Fmax IE DA nn ere 0n b f 2e SE EC 2 Material Modell nach Gol 2008 DIN EN 1520 Ritter Modell Diese Versuchsserien sind bereits eingehend mit den getesteten Festigkeiten in Kapitel 5 2 beschrieben Die Auswertungen und der Vergleich zu normativen Bemessungsans tzen f r diese Pr fserien dienen dazu einen analytischen Ansatz zu finden der sowohl das Tragverhalten f r nicht 6 1 Auswertungsmethoden zur Modellbildung 155 knickgef hrdete VI TT als auch m ig schlanke Proben V1 T2 abbilden kann Durch einen ersten Vergleichsschritt der analytischen Berechnungsverfahren zu den Testdaten f r Wandscheiben aus Vollsteinen soll der bereits in Kapitel 5 1 diskutierte Einfluss von Bef llungs und Verdichtungseffekten auf die Traglast der bei Innenstegen aus Lochsteinen anzutreffen ist ausgeschlossen werden In Tabelle 6 3 sind deshalb zum weiterf hrenden Vergleich mit den zuvor vorgestellten Berechnungsverfahren die getesteten Tragf higkeiten f r die jeweiligen Pr fserien aus Kapitel 5 2 als bezogene Traglast unter Angabe des Mittelwertes und der Streubandbreite ausgewertet worden Tabelle 6 3 Streuband der 10 getesteten Einzelwerte Nexp bt der Wandscheibenversuche V1 T1 und T2 aus Vollsteinen Vollstein Serie V1 Serien Nr Abmessungen Streuband Nexp Dt Mittelwert mm IN mm N mm B x H x t mm V1 T2 16 80x175x16 4 7 lt
19. 2 17 f r p lt 1400 kg m Gl 2 3 Damit betr gt die zentrische Zugfestigkeit zwischen 32 der Biegezugfestigkeit und ca 7 bis 11 der Druckfestigkeit Die untere Grenzkurve nach Gleichung 2 wurde auch f r die eigenen Untersuchungen nach Kapitel 4 zur Bestimmung der zentrischen Zugfestigkeit aus der gemessenen Biegezugfestigkeit f r die numerischen Berechnungen zur weiterf hrenden Modellbildung verwendet 2 2 Tragverhalten von W nden aus Mauerwerk und unbewehrten Betonen 27 Werk 1 OD Werk Gleichung 1 Gleichung 2 Zugfestigkeit MPa Druckfestigkeit MPa Abbildung 2 17 Ergebnisse der TU Darmstadt ber den Zusammenhang zwischen Druck und zentrischer Zugfestigkeit f r LAC Betone aus 2 verschiedenen Werken Kar08 2 2 Tragverhalten von W nden aus Mauerwerk und unbewehrten Betonen Zur Herleitung eines Modells zur Ermittlung von festigkeitsvermindernden Einflussfaktoren von Lochsteinen im Vergleich zur Materialfestigkeit z B von Vollsteinen werden im Zuge der Untersuchungen zentrische Druckversuche an Mauersteinausschnitten und Innenstegen aus Lochsteinen durchgef hrt die in Kapitel 5 2 vorgestellt werden Zus tzlich wurden auch im Rahmen der Leichtbetonentwicklung Spannungs Dehnungs Kennlinien an Zylindern experimentell ermittelt um das teils n chtlineare Werkstoffverhalten von LAC in Abh ngigkeit der verwendeten Zuschl ge und Betonrohdichte ber cksichtigen zu k nnen vgl Kapitel 4 2 Dabei w
20. 28 Tage Festigkeiten Zur berpr fung der Reproduzierbarkeit der Testergebnisse Serien V1 und V2 wurde der Versuch unter Ber cksichtigung der Einstellung der gleichen Trockenrohdichte an einem zweiten Versuchstag im Werk sp ter wiederholt Dabei wurden gezielt niedrigere Trockenrohdichten f r den LAC der gleichen Basisrezeptur durch die Einstellung geringerer Verdichtungsintensit ten angestrebt Dies erfolgte ber die Steuerung der Reglungsparameter des Steinfertigers und einer Reduktion des Leichtsandgehaltes Somit wird auch dem w hrend der Herstellung auftretendem Einfluss ver nderter Umgebungsklimate w e Temperatur und Luftfeuchte der m freien gelagerten leichten Gesteinsk rnungen Rechnung getragen Der Vergleich der Trockenrohdichten der einzelnen Pr fserien des 1 und 2 Produktionstages zeigt dass es trotz unterschiedlicher Ausgangsfeuchtegehalte der Leichtzuschl ge gelungen ist die Rohdichteschwankungen innerhalb eines Produktionstages mit weniger als 40 kg m gering zu halten Dabei gilt die Trockenrohdichte des Leichtbetons der Vollsteinserien V1 z B mit 0 81 kg dm f r den 1 Produktionsversuch als Bezugswert gegen ber den 94 5 Untersuchungen zum Gr en und Schlankheitseffekt auf die resultierende Festigkeit Trockenrohdichten der Leichtbetone aus den Lochsteinen der Versuchsserie V2 desselben Produktionstages z B 0 82 0 77 kg dm Die in Abbildung 5 1 rot umrahmten Versuchsserien V1 und V2 des ersten Produ
21. 90 bis 250 kg m bei effektiven quivalenten w z Werten des Zementleims von 0 35 bis 0 5 blich F r die eigenen Untersuchungen wurden diese Wertebereiche ein wenig ausgeweitet um beurteilen zu k nnen ob sich dadurch die Rohdichte Festigkeits und W rmeleitf higkeitsrelation g nstig beeinflussen l sst Der Zementgehalt wurde um ausreichend feste LAC Betone f r hybride W rmed mmsteine zu entwickeln von 105 bis 270 kg m variiert und die effektiven w z Werte schwanken in einem Bereich von 0 3 bis 0 54 vgl Tabelle 4 2 Die eigenen Mischungsrezepturen sind somit konsistent zu Literatur bzw Herstellerangaben Die teils verwendete Steinkohlenflugasche SFA wird in dem Mischungsentwurf gem den f r Normalbeton bekannten Regeln zur Anrechenbarkeit von Flugaschen hinsichtlich Zementgehalt und dem quivalenten w z Wert nach DIN EN 206 1 f r CEM I 52 5 Zemente ber cksichtigt w z zwi z k f und k 0 4 f r Zemente CEM I 42 5 und h her und f z lt 0 33 n Massenanteilen Mit Gl 4 1 f Flugaschegehalt in kg m Z Zementgehalt in kg m 66 4 Leichtbetonentwicklung F r den unteren Rohdichtebereich liegt die Korngr enverteilung der verwendeten Sieblinien im Bereich von 0 bis 10 mm mit zumeist einer Ausfallk rnung im Bereich von 2 bis 4 mm Die Dichte der verschiedenen Mischungsrezepturen f r den Rohdichtebereich bis 1100 kg m wurde sukzessiv durch Erh hung des Zement und Flugaschegehaltes SFA sowie dur
22. Abbildung 5 29 Trockenrohdichte und E Modulverteilung f r Querstege aus dem Zentrum von Lochsteinen der Serie V2 126 5 Untersuchungen zum Gr en und Schlankheitseffekt auf die resultierende Festigkeit 5 4 1 Simulation gesamter Lochstein Vergleichend werden in einem ersten Schritt linear elastische FE Berechnungen von gesamten Lochsteinen mit konstanten und ber den Steinquerschnitt L ngsstege var ablen E Moduln gegen bergestellt Ausgewertet werden die berechneten Spannungen wegen dem relativ quas spr den Materialverhalten von LAC nach der Normalspannungshypothese L p06 Diese Hypothese besagt dass der Querschnitt versagt wenn der Betrag der gr ten berechneten Hauptnormalspannung den durch Versuchswerte bestimmten Materialgrenzwert berschreitet Als vereinfachte 1dealisierte Randbedingung sind die Lagerfl chen des Steins mit den starren Lasteinleitungsplatten fest verbunden so dass m Bereich der Lasteinleitung eine vollst ndige Querdehnungsbehinderung resultiert Aus dieser ersten Parameterstudie zum Einfluss konstanter gegen ber variierender Biegesteifigkeiten E Module der L ngsstege mit angrenzenden Querstegen l sst sich zusammenfassend ableiten dass e eine Zunahme der Zugspannungen 6 von den u eren zu den inneren Querstegen auf der Symmetrieachse des Steins erfolgt s Abbildung 5 30 und Abbildung 5 31 e der Unterschied zwischen der maximal auftretenden Hauptzugspannungen o im Quersteg bei konstantem
23. Als Hauptgrund f r die st rkere Abminderung der Systemtragf higkeit infolge der Wandschlankheit h d kann wohl die Haftzugfestigkeit der M rtelfugen zum Stein genannt werden Die Haftzugfestigkeit zwischen Stein und M rtel spielt im Mauerwerksbau im Gegensatz zum Betonbau eine wesentliche Rolle bei der Bestimmung der Biegetragf higkeit eines Wandquerschnitts Deshalb stimmen die Ans tze aus dem Mauerwerksbau auch nicht exakt zu den an kleinformatigen Wandscheiben aus LAC experimentell bestimmten bezogenen Tragf higkeiten ohne Einfluss von Fugen berein vgl Kapitel 5 Nach DIN 1053 100 als auch EC6 wird dar ber hinaus die ungewollte Ausmitte infolge geometrischer Imperfektionen zu e h 450 im Gegensatz zur DIN 1045 1 mit e 1y 400 angesetzt Auch muss eine zus tzliche Lastexzentrizit t infolge Kriechen ab einem Verh ltnis von h d gt 10 ber cksichtigt werden Der zul ssige Grenzwert der bezogenen Wandschlankheit betr gt nach DIN 1053 100 2006 hx d 25 Die Ans tze des EC 6 f r das vereinfachte Verfahren zur Bestimmung der Systemtragf higkeit unterscheiden sich wie bereits erw hnt nicht von der in DIN 1053 100 Eine Kriechausmitte ist allerdings abweichend zur DIN 1053 100 2006 erst ab einer bezogenen Schlankheit von bt gt 15 zu erfassen Die zul ssige Wandschlankheit ist beim EC 6 auf heftet 27 begrenzt vgl Abbildung 2 23 F r das genauere Verfahren nach EC 6 wird zur Berechnung der Querschnittstragf higkeit nach
24. B oa GoLac Abbildung D 10 Funktionale Darstellung der Bruchbedingungen anhand bezogener Druck und Querzugbeanspruchungen auf ein Lochsteinsystem mit gitterf rmiger Innenstegstruktur Durch die zuvor beschriebene Interaktion der Querzug und Spaltzugspannungen als Gesamtzugspannung in der ma gebenden Querrichtung y kann die das Versagen in Lochsteinen des Typs Vbl SW mit relativ filigranen D 3 Ableitung einer analytischen Beziehung der Querzugspannungen mit Hilfe der Elastostatik A 51 Querstegen einleitende Beanspruchungskombination beschrieben werden Es ist im Fall des Druck versagens von Lochsteinen zu ber cksichtigen dass nicht die ersten lotrechten Spaltrisse im Bereich der Querstege in y Richtung S ulenbildung der einzelnen L ngsstege vgl Abb 5 41 und 5 43 und Abbildung D 9 zum letztendlichen Druckversagen des Steins f hren sondern eine geringf gig weitere Laststeigerung von 10 bis 20 notwendig ist um weitere Risse im Innenstegsystem zur erzeugen s Abb 5 37 Durch die so entstehenden einzelnen lastabtragenden L ngsstege kommt es vermutlich infolge von Biegeverformungen durch die versetzt angeordneten Querstege und durch die Querdehnung des Materials zum Stabilit tsversagen der lotrechten L ngsstege im Rahmen eines Spr dbruchversagens welches durch die FE Berechnungen nicht mehr sicher erfasst werden kann Dabei wirken sich die verschiedenen Steifigkeitsverteilungen ber die L ngs und Querstege und folglich die
25. D 6 Validierung des Modells an Mauersteinen aus der Marktstudie e berpr fung des Bruchkriteriums f r das Versagen der Querstege Die nur auf Basis der einfach zu bestimmenden experimentellen Grundkennwerte der Druckfestigkeit und Trockenrohdichte der LAC f r jeden Lochstein bzw Lochsteinausschnitt der Steine aus der Marktstudie ermittelbaren anderen mechanischen Modellkennwerte nach Anhang D 3 sind nachfolgend vergleichend den Kennlinien des Bruchkriterium I und II sowie den experimentellen Daten der verschiedenen Pr fk rper der Referenzserie V2 Lochstein in Abbildung D 15 gegen bergestellt Dadurch soll die G ltigkeit des Ansatzes zur Beschreibung des Querstegversagens auch f r unterschiedliche Steingeometrien und LAC Rezepturen berpr ft werden Aus dem Diagramm in Abbildung D 15 geht hervor dass gerade der f r die Bemessungspraxis vereinfachte N herungsansatz in Form einer Geradengleichung Bruchkriterium I als unteres Grenzkriterium das Versagen DG Validierung des Modells an Mauersteinen aus der Marktstudie A 57 f r alle getesteten Steintypen auf Querzug bei 80 bis ca 90 der Bruchlast besonders gut umschreibt Somit wird dieser Ansatz in seiner G ltigkeit neben der Referenztestserie V2 Lochsteine auch f r andere Steingeometrien aus anderen Leichtbetonen mit unterschiedlichen Leichtzuschl gen und Trockenrohdichten aus der Markstudie best tigt bezogene Bruchregel 1 Zugtragf higkeit
26. DIN 1045 1 wie auch f r LAC DIN EN 1520 angenommen Jedoch weisen die in der Literatur angegebenen Wertebereiche f r Normalbeton wie auch gef gedichten Leichtbeton Fau03 Guo02 M l98 ELCOO Schwankungsbreiten zwischen 0 15 lt u lt 0 25 auf Anhaltswerte bzw direkte Messwerte f r haufwerksporige Leichtbetone unterschiedlicher Rohdichteklassen konnten der Literatur nicht entnommen werden Lediglich Kvande Kva0l untersuchte in seiner Arbeit die Querdehnzahl an kleinformatigen Mauerwerksw nden aus Vollsteinen aus LAC der Rohdichte von ca 770 keim auf Basis von LECA Bl htonzuschl gen wobei bei diesen Untersuchungen der Einfluss von Lager und Sto fugen mit erfasst wurde und die Querdehnung der Wand entscheidend von den verwendeten M rteltypen beeinflusst wird Ein reiner Materialparameter z B f r Bemessungszwecke und zur Berechnung von Steinen aus LAC mittels der Finiten Elemente Methode kann so nicht abgeleitet werden Allgemeing ltige Werte k nnen somit nicht ber einen bestimmten Rohdichtebereich in Abh ngigkeit der Zuschlagsart erzielt werden denn die Rezeptur das Betonalter und der Feuchtegehalt haben einen entscheidenden Einfluss auf die Querdehnzahl Kva01 ELCOOV 82 4 Leichtbetonentwicklung Schle75 An drei Probek rpern des gleichen Materials mit Lagerfuge ermittelte Kvande Querdehnzahlen im Bereich von 0 12 bis 0 22 Der Variationskoeffizient bei dieser Versuchsserie betrug 31 Anzumerken is
27. Das 4 3 Mischungsrezepturen f r haufwerksporige Leichtbetone LAC 65 K rzel A n der Rezepturenbezeichnung steht f r die Verwendung von ausschlie lich Bl hton Grobzuschl gen B f r Bl hglas Grobzuschl gen M f r einen Mix aus Bl hton und Bl hglas und MS f r Betone wo zur Erh hung der Rohdichte des Betons sukzessiv Bl htongrobzuschl ge gegen dolomitischen Kalksteinsplitt substituiert wurden Die Kennzeichnung PO steht f r die Ausgangsrezeptur die bereits im Kooperationswerk f r die Steinherstellung im Vorfeld der Untersuchungen verwendet wurde F r die weiteren Untersuchungen wurde zur Homogenisierung der Gef gestruktur im Festbeton und zur Erh hung der Festigkeit diese Rezeptur in den mengenm igen Bestandteilen modifiziert s Tabelle 4 2 wei unterlegt Grundrezeptur Deshalb erh lt die Rezeptur die Bezeichnung PI Eine weitere Rezeptur P2 wurde im Rahmen von Optimierungsversuchen produziert auf die nachfolgend noch n her eingegangen wird Bei all diesen Leichtbetonen handelt es s ch ausschlie lich um haufwerksporige Leichtbetone mit einem rechnerischen Haufwerksporenraum von ca 10 bis 17 Vol Da aber bei LAC Lightweight Aggregate Concrete wie bereits im Literaturteil in Kapitel 2 1 beschrieben das Volumen der Luft zwischen den Zwickeln nur sehr grob abgesch tzt werden kann erfolgt eine Vordimensionierung der Mischungsrezeptur volumetrisch ber die Sch ttdichten der Leichtzuschl ge und die Bestimmung der
28. Dieser Begriff ist z B bei Normalbeton nicht gebr uchlich denn bei LAC setzt sich das der Mischung zuzugebende Gesamtwasser aus dem Wasseranspruch der Leichtzuschl ge Absorptionswassermenge und dem zur Zementhydratation und Verdichtung wirksamen Wasser zusammen Da allerdings die Zuschl ge in der Praxis zumeist mehr oder weniger vor der Witterung ungesch tzt m Freien auf Halde lagern st zudem der Feuchtegehalt der Zuschl ge durch Darren zu bestimmen und das Zugabewasser der Mischung entsprechend der Saugf higkeit der Grobzuschl ge anzupassen Zum besseren Verst ndnis der unterschiedlichen Wassergehalte beim Mischungsentwurf von Leichtbetonen gegen ber Normalbeton sind in Abbildung 2 10 die einzelnen Begriffsdefinitionen grafisch dargestellt Liegen die Grobzuschl ge in einem recht trockenen Zustand vor so beschleunigt die Absorption des Wassers das Ansteifen des Frischbetons Durch gezieltes Vorn ssen der Leichtzuschl ge wird in der Praxis ein zu fr hes Ansteifen des Frischbetons verhindert Damit die Wasseraufnahme der Leichtzuschl ge nicht ber und der effektiv wirksame w z Wert des Zementleims nicht untersch tzt werden ber cksichtigt man bei den Grobzuschl gen der leichten Gesteinsk rnung nur die Wasseraufnahme innerhalb der ersten 60 Minuten die nach dem Normtest f r das trockene Ausgangsmaterial bestimmt wurden Wegen der Problematik der Wasserabsorption der 20 2 Theoretische Grundlagen Leichtzuschl ge wird beim Mis
29. Gerade die letztgenannten Mischungsrezepturen eignen sich wegen ihres niedrigen Einheitspreises und ihrer h heren Betonfestigkeit besonders gut f r die Prototypentwicklung von hybriden Mauersteinen auf Basis von Sandwichstrukturen da dort die dimmende Funktion durch eine zus tzliche D mmschicht bernommen wird 76 4 Leichtbetonentwicklung Tabelle 4 5 Zusammenstellung Rohdichte W rmeleitf higkeit Festigkeit und Preis f r die innerhalb dieser Arbeit entwickelten und verwendeten LAC Rezepturen Konstruktions Materialien Leichtbetonmischungen Mittelwert der Mittelwert der Fe essungs Trocken W rfeldruck Wel prozentuaier Betonmischung Zuschlagsart i Ee W rmeleitf higkeit Preis rohdichte festikeit Ikg m N mm bezogen auf PO g W mK Bl hglas Bl hglas Bl hglas 585 LAB LAB MIX Bl hglas Bl hton Moselsand MIX Bl hglas Bl hton Moselsand CT Bl htonrezepturen ___ Bl hglasrezepturen BI Mix Bl hglas ton 4 8 Weitere bemessungsrelevante mechanische Eigenschaftswerte von LAC 77 4 8 Weitere bemessungsrelevante mechanische Eigenschaftswerte von LAC Neben den f r die Entwicklung von neuen D mmsteinen wesentlichen Eigenschaftswerten der W rmeleitf higkeit und Druckfestigkeit der untersuchten LAC Rezepturen ist aber auch vor allem der E Modul der LAC Betone entscheidend zur Beurteilung der Steifigkeit z B von schmalen Innenstegen in Lochsteinen die ma geblich den vertikalen Las
30. Grat a Il E M UN Nz Le at eu GC Bemessungsmodell Biegezugbereich Biegedruckbereich N M ee 2 t flk gente o A W A W Aufl sen nach N liefert Nmax Nuz vgl Gol08 und N lt NI D LI b t fC o 2 Versagen der Querstege im Lochstein Bestimmung eines empirischen Reduktionsfaktors zum Einfluss der Querstege und Lochanteil bzw der MaRhaltigkeit der untersuchten Geometrien von aq 0 7 0 95 5a Aufstellung der Bruchbedingungen FlieRregeln L gt Interaktions Beziehung f r Druck Zug Beanspruchung aus Gitterstruktur der Innenstege in Anlehnung an Berndt Ber96 Bruchbedingung Netto Ooz y t Osz y Do er Ou e Janz fe am Korrelationsparameter am 0 7 eigene Untersuchungen gt s Anhang D 3 Abbildung 6 8 Vorgehensweise bei der Herleitung eines Traglastmodells f r Lochsteine aus LAC Funktionale Beschreibung der Materialparameter gem Kapitel 2 und 4 6 2 Modell zur analytischen Beschreibung der Lochsteinfestigkeit von W rmed mmsteinen 161 Zur Herleitung eines analytischen Ingenieurmodells zur Beschreibung des mechanischen Versagens von Lochsteinen aus LAC mit gitterf rmigen Innensteganordnungen werden in einem 1 Schritt zur Beschreibung des Materialverhaltens die in Kapitel 2 theoretisch vorgestellten Zusammenh nge und die in Kapitel 4 experimentell f r die untersuchten LAC Betone hergeleiteten Kennwerte verwendet vgl Abbildung 6 8
31. New bt lt 4 78 4 74 V1 T2 2 Proben 80x175 mm V1 T2 20 80x175x20 3 69 lt New bt lt 7 28 5 32 V1 T2 28 80x175x28 4 84 lt New bt lt 7 32 5 96 Generell ergibt die Analyse von Proben der Testreihe V1 T1 mit einer Probenh he von nur 80 mm und mit einer variablen Querschnittsdicke von 40 bis 56 mm dass ein Knicken und folglich ein Erreichen der Systemtragf higkeit nach Theorie II Ordnung ausgeschlossen werden kann Der Grund daf r ist dass nur der Ansatz von Or nach Theorie I Ordnung in Abh ngigkeit der Lastausmitte f r die Berechnung ma gebend wird vgl Tabelle 6 2 DIN 1045 1 und auch die gemessene Festigkeit nur geringf gig variiert Ab einer Probendicke von 28 mm k nnen vermehrt beginnende Schlankheits effekte festgestellt werden die sich in einer geringeren Festigkeit mit sinkender Stegdicke widerspiegeln In der Abbildung 6 4 s nd die gemessenen Traglasten als ar thmetischer Mittelwert den berechneten bezogenen Traglasten f r verschiedene normative Ans tze gegen bergestellt Die normativen Traglasten werden aufgrund der jeweiligen Probengeometrie h l und der statistisch abgesicherten Materialdruckfestigkeit f 60Lac berechnet Wie aus dem Vergleich der Messdaten mit den verschiedenen Bemessungsans tzen aus den Betonbaunormen ersichtlich wird werden die realen Testdaten sehr wirklichkeitsnah durch das Traglastmodell nach DIN EN 1520 auf der Grundlage des Ritter Materialmodells Her80 widergespiegelt Die Mittelw
32. Theorie I Ordnung wieder ein Spannungsblock sprich starr plastisches Materialverhalten angesetzt 34 2 Theoretische Grundlagen Die Mindestlastausmitte betr gt allerdings e t 0 05 Die Absch tzung der Systemtragf higkeit bzw der Traglastminderung aufgrund der Wandschlankheit erfolgt gem EC 6 2006 nach einer von Kritschig s Kri 6 Kri98 Kri91 entwickelten geschlossenen Approximationsfunktion in Anlehnung an die aus der Statistik bekannten Formulierung der Normalverteilung in Abh ngigkeit der Lastausmitte e und des Ursprungsmoduls Pa Als Materialansatz liegt dem EC6 ein Parabel Rechteckdiagramm zugrunde Die Biegezugfestigkeit des Querschnitts wird nicht angesetzt Die bezogene Systemtragf higkeit ergibt sich nach dem genaueren Verfahren des EC 6 in der Mitte der Wandh he zu l 2 d 4 1 2 elt e GI 2 12 h L o 0 063 t E Mit N S und Im Enr 0 73 1 17 e t E 2 mit Emk tot S 0 Mma NmatMo W Nouteateok F r die nach EC 6 Standardverh ltniswerte E fk 1000 und 700 wurde der Exponent u bereits im EC 6 ausgewertet Allerdings sind durch die zuvor gezeigte allgemeing ltige Formulierung auch andere E Modulwerte m glich Die nachfolgenden Abbildungen Abbildung 2 22 Abbildung 2 23 und Abbildung 2 24 stellen die m Vorfeld beschrieben Bemessungsans tze der verschiedenen Normen aus dem Beton und Mauerwerksbau als Kurvenscharen in Abh ngigkeit der bezogenen Schlankheit lo h bzw h t und der Aus
33. Zumindest haben die meisten Literaturangaben keinen allgemeing ltigen Charakter da eine geschlossene gleichzeitige Beschreibung der thermischen und mechanischen Materialkennwerte f r dieselben Rezepturen und Herstell wie Lagerungsbedingungen zur Erstellung der gesuchten empirischen funktionalen Zusammenh nge ber den gesamten Rohdichtebereich von ca 500 bis 2000 kg m in aller Regel nicht nachvollziehbar dokumentiert sind Somit ist der Forschungsbedarf zur Kl rung des Einflusses der verschiedenen in der Rezepturenentwicklung eingesetzten Leichtzuschl ge zur Herstellungsweise Labor Maschinenproduktion Kuc06 Kuc92 und zur sicheren Beschreibung der thermischen wie mechanischen Eigenschaftswerte der zur eigenen Prototypentwicklung untersuchten LAC enorm Diese offenen Fragestellungen haben die im Zuge dieser Arbeit durchgef hrten Untersuchungen motiviert denen im Kapitel 4 im Rahmen der eigenen Leichtbetonentwicklung nachgegangen wird Des Weiteren ist es Ziel dieser Arbeit die Druckfestigkeit von monolithischen gelochten D mmsteinen mit filigranen Innenstegen durch ein Modell zur Ermittlung der Tragf higkeit von Lochsteinen m Vergleich zur Materialfestigkeit von Vollsteinen bzw W rfeln bestehend aus den gleichen LAC Betonen vorherzusagen Im Anschluss wird in Kapitel 3 eine Marktstudie an 2 4 Zusammenfassung und offene Fragen 41 W rmed mmsteinen vorgestellt die den Ausgangspunkt f r die zuvor beschriebenen Untersuchu
34. ckseitig integrierter Kernd mmung wird als Fertigteil ab Werk auf die Baustelle geliefert genauso wie der Eckstein mit Nuten zur F hrung der Kunststoffd bel Die D mmlage ist ebenfalls wie bei dem Universalstein Typ 1 ber vier Edelstahlanker schub und gleitfest mit der dagegen betonierten Vorsatzschale verbunden Die Sto fugen bei dieser Eckvariante sind im Steinbereich mit Leichtm rtel zur Ausbildung eines kraftschl ssigen Mauerwerkverbandes zu verfugen Die D mmstoffkerne sind in der Horizontalen wie Vertikalen so versetzt dass W rmebr cken infolge durchgehender M rtelfugen auch bei dieser L sung vermieden werden Sollen andererseits noch schlankere tragende Innenw nde bzw Betone niedrigerer Festigkeiten Rohdichten lt 1300 kg m und damit geringerem Eigengewicht produziert werden wodurch sich wieder Vorteile f r Transport und manuelles Verlegen auf der Baustelle ergeben kann nach den eigenen Untersuchungen nicht auf Sonderbauteile verzichtet werden Deshalb sind f r diese Konstruktionen zur Ausbildung von z B Einzelauflagern oder f r Lasteinleitungsbereiche unter Deckenplatten mit konzentrierter Lasteinleitung weiterhin mit bewehrtem gef gedichten Betonen zu verf llende U und L Schalen als Sondersteine notwendig Der Sandwichtyp 1 weist aufgrund der unkomplizierten Sto fugenausbildung folglich einen einfacheren Herstellprozess im Werk auf Allerdings steht demgegen ber ein Mehraufwand auf der Baustelle durch den n
35. dass das Betonalter auch einen Einfluss auf das Dehnungsverhalten der Betone hat Kva0l Durch die in der nachfolgenden Tabelle 4 6 dargestellten Ergebnisse an Zylinderproben aus LAC auf Basis von Leichtzuschl gen aus Bl hglas und Bl hton sollen die genaueren Messungen mittels DMS berpr ft werden Zudem liefern diese zus tzlichen Messungen eine breitere Datenbasis f r die statistisch abgesicherte analytische Beschreibung und Bemessung von 86 4 Leichtbetonentwicklung Bauteilen aus LAC um qualitative Aussagen zur Gr enordnung der zu erwartenden Querdehnzahlen f r den jeweiligen Rohdichtebereich und Zuschlagsart angeben zu k nnen Auch bei diesen Messungen zeigt sich dass die Querdehnzahl f r haufwerksporige Leichtbetone bei der Auswertung an der oberen Pr fspannung bei der E Modul Pr fung f r Rohdichten lt 1000 kg m und ohne Normalsandgehalt im h heren Wertebereich von 0 22 lt u lt 0 3 liegen wird Durch die Zugabe von Normalsand als Feinzuschlag wird die Querdehnzahl auch f r Rohdichten lt 1000 kg m deutlich gesenkt Besonders hohe Werte der Querdehnzahl weisen Rezepturen auf Bl htonbasis auf vel Al und A2 Durch die Zugabe von zus tzliches feink rniges Bl hglas und Normalsand in den LAC Mischungen wird die Querdehnzahl nach den vorliegenden Stichproben eher gesenkt Mix Rezepturen M2 M3 und M4 Dies deckt sich auch mit Aussagen von Bonzel Bon71 zu Normalbeton Er untersuchte die Variation der Ze
36. die in den Zulassungen genannten Rohdichteklassen bzw die nach Herstellerangaben deklarierten Brutto Trockenrohdichten um ca 4 berschreiten 1 2 Wim K 1 0 oa Gs D Kr Abgabe von Zufuhr won W rmeenergie W rmeenergie 0 8 0 6 0 4 W rmeleitf higkeit 0 2 Abbildung 3 5 0 500 1000 1500 kg m 2500 W rmeleitf higkeit lufttrockener Baustoffe in Abh ngigkeit der Rohdichte aus Hau06 Rohdichte p lufttrocken Anzumerken sei an dieser Stelle zum Mauersteintyp mit der Kennung G dass es sich hierbei um einen mit Ortbeton zu verf llenden Schalungsstein handelt bei dem durch die Verf llung und Wahl des Verf llbetons sowie Verf llgrades eine gewisse Schwankungsbreite der resultierenden Rohdichte gegeben ist Deshalb weicht dort die real gemessene Rohdichte von der deklarierten nach unten ab 50 3 Stand der Technik Marktstudie 1000 900 800 700 600 500 400 300 Trockenrohdichte kg m 200 100 A B C D E F G H l J K L M N O Interne Bezeichnung Steintyp E gemessene Trockenrohdichte Mauerstein W nach Zulassung deklarierte Trockenrohdichte Abbildung 3 6 Vergleich der gemessenen Trockenrohdichte bei Ofentrocknung von 105 C nach DIN EN 772 13 2000 09 und der nach den Herstellern bzw Zulassungen deklarierten Rohdichteklasse 3 4 W rmeleitf higkeit der Mauerstei
37. gen Kies 1 15 berwiegend Bl htonzuschl gen Erir 1 13 allg mit Leichtzuschl gen Fi 1 22 nur mit Bl hton Kies 1 08 Mauerziegel FE 1 13 Fm bezogen auf den Trockenwert d W rmeleitf higkeit Mindestwert nach DIN 4108 4 2004 07 Fmin 1 05 Mindestwert nach DIN V 4108 4 2007 06 Fmin 1 03 Berechnung Au Moto Fm bzw A Ap Fm vgl S 42 DIN 4108 4 2004 07 mit Aequ Mor mit p nach DIN EN 771 bzw DIN EN 1745 entspricht Aegu enth lt i d R Einfluss von Stein und Fugenmaterial Berechnung mit Messwert f r Fall 1 f r Fall 2 0 118 1 15 0 1357 0 118 1 13 0 13334 gerundet 0 14 W mK gerundet 0 13 W mK f r Fall Mindestwert 0 118 1 05 0 1239 gerundet 0 12 W mK nach Einstufung in Tab A 1 DIN 4108 4 f r Lambda lt 0 145 gt Zulassungswert 0 12 W mK bzw Einstufung neu nach DIN V 4108 4 2007 06 f r CE Kennzeichnung Einstufung durch Umrechnung der deklarierten Werte d W rmeleitf higkeit nach DIN EN 1745 2002 08 auf 100 der Produktion A 00 Bei Verwendung des Mittelwertes der Produktion als deklarierten Wert Aso go und unter Zugrundelegung der Bandbreite der Nennrohdichte pmin pmax wird der extrapolierte Wert 1 50 wie folgt festgelegt A 00 Aigues Asov 0 5 A0 m mit m Steigung der W rmeleitf higkeits Rohdichte Kurve nach Tab A DIN V 4108 4 2007 06 in Abh ngigkeit des Steinmaterials Einstufung in W rmeleitf higkeitsklassen f r 0 08 lt A4009 lt 0 99
38. higkeit eines Bauteils infolge Knickens der gerade auch f r unbewehrte bzw leichtbewehrte Wandquerschnitte aus haufwerksporigen Leichtbeton gilt Des Weiteren zeigt der Vergleich dass versuchstechnisch mit einer bezogenen Ausmitte e t von 0 02 bis 0 05 infolge ungewollter Ausmitten wie geometrischen Imperfektionen trotz der zentrischen Druckversuche f r die Innenstegscheiben aus Mauersteinen zu rechnen ist Dies entspricht ungef hr dem Ansatz einer ungewollten Ausmitte von ea ly400 gem der DIN 1045 1 Somit wird auch die angesetzte ungewollte Ausmitte von e l 400 mit lo h Probenh he f r die durchgef hrten Vergleichsrechnungen zur Bestimmung von N best tigt 6 2 Modell zur analytischen Beschreibung der Lochsteinfestigkeit von W rmed mmsteinen 159 Zus tzlich wurde auch der Einfluss der Lastausmitten auf die Querschnittstragf higkeit durch die Erstellung von aus dem Massivbau bekannten M N Interaktionsdiagrammen f r die getesteten kleinformatigen Wandscheiben untersucht Dabei ergeben sich die inneren Schnittgr en aus der Spannungsverteilung o z im Querschnitt die sich bei bekannter Spannungs Dehnungs Linie f r die in Kapitel 4 untersuchten LAC Betone aus den Randdehnungen g und sz berechnen l sst Erl uterungen zur Berechnung und vergleichende Betrachtungen mit getesteten LAC Wandscheiben sind im Anhang D 2 enthalten F r die Testserie V2 T3 22 mit 238 mm hohen Wandscheiben aus Lochsteinstegen ergibt sich z B nach dem v
39. ments finis effectu es sur un logiciel du commerce ANSYS Une mod lisation de diff rentes g om tries d chantillons constitu s de b ton l ger poreux et l influence du type de charge ont t d termin es Les r sultats de ces investigations et les connaissances acquises sur les facteurs influant sur la r sistance en compression des blocs creux ont permis d tablir un mod le analytique bas sur la th orie de l lasticit Le mod le trouv a permis de pr voir le comportement m canique sous charge de blocs creux de b ton l ger poreux et constitu s d alv oles ou de vides d air arrang s sous forme de grille Ce mod le analytique est v rifi par la comparaison entre des r sultats exp rimentaux effectu s sur des blocs de g om tries diff rentes Les connaissances issues de l tude empirique et du calcul m canique th orique aboutissent la r alisation de nouvelles formes g om triques dans le cadre du d veloppement de nouveaux prototypes de blocs isolants Les murs constitu s de blocs type sandwich dont les fonctions statiques et thermiques sont clairement d solidaris es par l utilisation de deux mat riaux diff rents coupe transversale sont particuli rement en vue Mots cl s b ton l ger poreux d veloppement de b ton l ger bloc de ma onnerie calcul l ment finis effets dimensionnels et lancement mod le analytique d veloppement de prototype tude de march conductivit t
40. r LAC berein e Einfluss der Probenschlankheit bzw der Randst rung durch die Querdehnungsbehinderung der Lasteinleitungsplatten Probenform Zylinder Um die bertragbarkeit der bekannten Umrechnungsfaktoren zum Einfluss der Probenschlankheit von Standardzylindern 150 mm H 300 mm im Vergleich zu 150 er W rfeln zu untersuchen wurden Zylinder und W rfel aus Vollsteinen der gleichen Rezeptur geschnitten und nach 28 Tagen getestet Dieser Vergleich dient der Erfassung des Einflusses der Randst rung durch die Querdehnungsbehinderung der Druckplatten auf die Festigkeit Die Abbildung 5 5 zeigt den Vergleich zwischen den gemessenen Druckfestigkeiten der zuvor beschriebenen Zylinder und W rfel aus LAC der Trockenrohdichten von 600 bis 1850 kg m auf Basis von Bl hton Bl hglas und dolomitischen Kalksplittzuschl gen die aus Vollsteinen der werksm igen Gro fertigung entnommen wurden Der Umrechnungsfaktor f r die festigkeitssteigernde Wirkung der Randst rungen infolge Reibung zwischen Druckplatten von gedrungenem Pr fk rper mit einer bezogenen Schlankheit von 1 0 im Vergleich zu einem Pr fk rper mit eine Schlankheit von 2 kann durch Regressionsrechnung wie folgt abgesch tzt werden Jet g ee 170 97 fee 1 03 GI 5 1 Dieses Ergebnis liegt unterhalb der Angaben der DIN EN 1520 f r LAC der Festigkeitsklassen LAC 2 12 mit einer Bandbreite des Umrechnungswertes in Abh ngigkeit der charakteristischen Druckfestigkeit von
41. r Produktion Power Zylinder aus Vollbl cken aus Produktion 0 0 0 00 1 00 2 00 3 00 4 00 5 00 6 00 0 00 5 00 10 00 15 00 20 00 25 00 30 00 Zylinderdruckfestigkeit Labor MPa Zylinderdruckfestigkeit Produktion MPa 8000 Yprod_gem 875 42x 7000 2 zeg YProd_ber 891 ge T 6000 e R 0 88 2 Gong Dur 1642 7x 72 3 R740 94 gt T D E 4000 9 gi N 3000 e Power E Modul berechnet f r e Produktion D d Power Zylinder aus Vollbl cken m 2000 A aus Produktion y 2 Poly Gesamt Labor berechnet 1000 S 10 862X 929 15x 493 14 R 0 93 Poly Gesamt Labor gemessen 0 0 00 2 00 4 00 6 00 8 00 10 00 12 00 14 00 Zylinderdruckfestigkeit MPa Abbildung 4 12 E Modul f r Zylinderproben der Rohdichteklassen 0 5 bis 2 0 nach DIN EN 1352 und des rechn prognostizierten Wertes nach DIN EN 1520 in Abh ngigkeit der Zylinder druckfestigkeit f r Laborzylinder o l und Produktion o r Vergleich unten A2 Lab Prod amp M2 Lab Prod A1 Lab Prod Ae aD Proa e NE Labi Prod WE 6000 Laborproben R1 roh sigma 5000 Laborproben R3 roh sigma e D A d i ee Laborproben A1 2 Laborproben R7 roh sigma E g Laborproben A3 Di D Produktion Ref R1 roh sigma 5 3000 a T Laborproben M2 z ul Le Zylinder aus Produktion 5 P Produktion Ref R3 roh sigma Ref M2 2000 Geff 2 Zylinder aus Produktion ah Ref A1 A P
42. r den starren Rand u 0 2 Schle75 C 1 Zu Kapitel 5 1 Gr en und Schlankheitseffekt an Standardpr fk rpern NH o Pfad oben NH o Pfad oben NH o Pfad oben NH o Pfad Mitte NH o Pfad Mitte NH o Pfad Mitte Lett 1 NH o3 Pfad Mitte NH o Pfad Mitte NH o Pfad Mitte TERG NTF 4 444 4 44 1 348 AA 4 394 A A 4 940 SE A AA 1 484 4 4 4 532 ATI 4 338 ELLE 4 634 a gn 4 105 Ki 4 TE VE Ra H Ele ED 20 120 IH 15 4 75 105 133 4 longitudinal section sm 1 i 7 i 4 446 u T r TL 1 F5 105 nal section mm AVA D Pr en E V on ER Tr KU Gol L L 31 43 d LUS 11 gitudinal section mm Abbildung C 3 Einfluss der Probenschlankheit auf die Hauptspannungen 61 o3 f r den Grenzfall der starren Druckplatte innerhalb der 3D FE Berechnungen nach der Elastizit tstheorie Auswertung ber Spannungspfade an Probenoberkante u in halber H he A 20 C Anhang Gr en und Schlankheitseffekte f r LAC Streubandbreite 9 000 D Mittelwert Serie Prod 4 1 175 O Mittelwert Serie Prod 4 1 150 E Mittelwert Serie Prod 4 1 100 D Mittelwert Serie Prod 4 1 40 8 000 N CH CH CH 6 006 EE 5 000 3 000 W rfeldruckfestigkeit N mm Prod 4 1 175 mm Prod 4 1 150 Prod 4 1 100 Prod 4 1 40 mm Abbildung CA Streubandbreite der Testergebnisse f r verschiedene W rfelgr en im Vergleich C 1 1 GroBeneffekt bei der Biegezugfestigkeit
43. relativer Luftfeuchte Deutsches Institut f r Normung e V Beuth Verlag Berlin Juni 2005 DIN 55303 7 Statistische Auswertung von Daten Teil 7 Sch tz und Testverfahren bei zweiparametriger Weibull Verteilung Deutsches Institut f r Normung e V Beuth Verlag Berlin M rz 1996 A ANHANG MARKTSTUDIE A 1 Methoden der Bestimmung des Bemessungswertes der W rmeleitf higkeit Beispielberechnung Zur Einstufung in die Rohdichteklasse wurden sowohl DIN V 4108 4 2007 als auch DIN V 4108 4 2004 herangezogen da die letztgenannte Norm bei Erteilung der Zulassungen f r die meisten Mauersteinprodukte der Marktstudie galt Zur Verdeutlichung des Vorgehens nach den einzelnen normativen Verweisen seien in der Abbildung A 1 nachfolgend Beispielberechnungen f r den auch extern gepr ften Mauerstein der Kennung F der Marktstudie angegeben Wie aus Abbildung A 1 hervorgeht liegen die Zuschlagswerte zur Ber cksichtigung der Feuchte auf die W rmeleitf higkeit nach den heutigen Normvorgaben zwischen 3 und 18 f r die blicherweise bei der Herstellung von Mauersteinen verwendeten Ausgangsstoffe bzw Materialien Ermittlung von Rechenwerten der W rmeleitf higkeit A unter Ber cksichtigung des Feuchteeinflusses nach DIN EN 1745 2002 Messung nach DIN EN 1745 im trockenen Zustand 2 oder im feuchten Zustand z B 23 2 50 5 s S 7 DIN EN 1745 Wert im feuchten Zustand muss dann auf Trockenzustand umgerechnet werden Ao A4X Fm mit Fn o
44. und damit nur bedingt den Unterschied der Festigkeiten zwischen Voll und Lochsteinen erkl ren l sst e Die Versuche an Mauersteinen verdeutlichen dass es einen deutlichen Einfluss der Probenschlankheit bzw Probenh he von bis zu 46 gibt wenn man den Referenz Lochstein V2 N h 238 mm mit dem Vollstein der Serie VI vergleicht Demgegen ber steigt die Druckfestigkeit bezogen auf den Nettoquerschnitt mit dem auf 2 3 der H he geschnittenen Stein bereits um 23 und bei dem auf 1 3 der H he 78 mm horizontal ges gten Stein immerhin sogar um 30 bezogen auf den Lochstein mit 238 mm H he von gleicher Lochstruktur und LAC Beton an Bezogen auf den Vollstein ohne Lochung VI bedeutet dies aber immerhin noch einen Festigkeitsverlust von 34 V2 2 3 und von 30 f r die Steinkonfiguration V2 1 3 Eine Querschnittsreduktion des Lochsteins macht s ch hnlich bemerkbar w e eine K rzung des Steins auf 2 3 der H he Demnach betr gt der Festigkeitsverlust des querschnittsreduzierten Stein immer noch 35 gegen ber dem Vollstein Rohdichteschwankungen und Bef llungsm ngel innerhalb des Gef ges der Innenstege k nnen dar ber hinaus dazu beitragen dass die Lochsteinfestigkeit f r die gleiche Betonrezeptur Produktionstag und Trockenrohdichte des LAC deutlich geringer ausfallen als f r optimal bef llte und verdichtete kompaktere Pr fk rperformen Die eigenen Untersuchungen belegen diesbez glich einen Einfluss von bis zu Ao 20 5 2 Bes
45. vgl Abbildung 4 6 rechts Zus tzlich zur Bestimmung des E Moduls durch Messung nach DIN EN 1352 besteht die M glichkeit der Prognostizierung des mittleren E Moduls E in MPa durch Berechnung Dabei wird nach DIN EN 1520 2007 der E Modul rechnerisch aus der Druckfestigkeit fex und der Trockenrohdichte p abgeleitet E 10000 fi m GI 4 2 mit 1 p 2200 f r p gt 1400 kg m n 0 64 0 2200 f r p lt 1400 kg m Die Abbildung 4 11 zeigt den Vergleich zwischen Messung und prognostizierten E Modul f r die untersuchten LAC Rezepturen auf Bas s von Bl hton und Bl hglaszuschl gen sowie m h heren Rohdichtebereich f r Rezepturen mit Substitution von Leichtzuschl gen durch dolomitischen Kalksteinsplitt und Normalsand Das nachfolgende Diagramm zeigt dass die E Module der Zylinder aus der Produktion fast exakt nach DIN EN 1520 prognostiziert werden k nnen da die Wertepaare quadratisch aus Messung und Berechnung nahe der Winkelhalbierenden im Diagramm liegen Werden allerdings die gemessenen E Moduli an separat im Labor hergestellten Zylindern betrachtet so f llt auf dass diese durch die Berechnung nach DIN EN 1520 eher untersch tzt werden In der Abbildung liegen die Datenpunkte f r die Laborproben rautenf rmig im Verh ltnis des gemessenen zum berechneten E Modul unterhalb der Winkelhalbierenden wobei die eingezeichnete Ausgleichsgrade f r steigende E Modul Werte deutlich abflacht Dies zeigt dass mit den Ber
46. wird bei einigen Herstellern zudem Kalk als Bindemittel beigemischt Sag99b wodurch aber die Festigkeitsentwicklung verlangsamt und die Endfestigkeiten nachteilig verringert werden Zusatzstoffe Neben dem Bindemittel werden w e n Tabelle 2 1 dargestellt h ufig bei der Fertigteilherstellung Betonzusatzstoffe verwendet Die einzigen f r LAC in den Literaturstellen dokumentierten z B Sag99 und f r die Praxis relevanten Betonzusatzstoffe sind Farbpigmente und Steinkohlenflugasche SFA Zu unterscheiden sind zwei Arten von Betonzusatzstoffen nahezu inerte Zusatzstoffe Typ D und puzzolanische oder latent hydraulische Zusatzstoffe Typ II wozu auch die Steinkohlenflugasche geh rt Ziel der Zugabe ist die Beeinflussung bestimmter Betoneigenschaften Steinkohlenflugaschen s nd feink rnige mineralogische R ckst nde des Kohlenstaubs der m Kraftwerkskessel nicht brennbar ist Durch die hohen Temperaturen werden die mineralischen Bestandteile aufgeschmolzen und durch das schnelle Abk hlen entstehen haupts chlich amorphe Glaspartikel in kugeliger Form Zem02 Durch den niedrigen CaO Gehalt hat die SFA kein selbstst ndiges hydraulisches Erh rtungsverm gen Ihre Wirkung im Beton beschr nkt sich im Wesentlichen auf die drei Mechanismen rheologische Wirkung im Frischbeton physikalischer F llereffekt und puzzolanische Reaktionsf higkeit Im Frischbeton k nnen sich die SFA Partikel durch eine feine Kornabstufung in die Zwickelr
47. 09 auch nur Steindruckfestigkeiten in der Produktion zwischen 1 5 und 3 5 N mm bei Trockenrohdichten der eingesetzten LAC von ca 600 kg m angegeben Gem Vo 09 seien auf Basis von Bims Bl hton oder Bl hglas gr nstandfeste Mauersteine mit gleichzeitig niedrigen W rmeleitf higkeiten und hohen Druckfestigkeiten erreichbar Sicherlich kann zum Teil die Verbesserung der thermischen Eigenschaften von LAC Steinen durch die Optimierung der Steinkonfigurationen und die Verf llung von Luftkammern erzielt werden Die Aussch pfung dieses Potentials kann aber bei weitem nicht die von den Herstellern angegebenen Verbesserungen erkl ren 3 1 Versuchsprogramm Zur Kl rung des effektiven Stands der Technik und zur Aufdeckung des Optimierungspotenzials wurde bereits zu Beginn des Projektes mit einer Marktstudie an 15 verschiedenen W rmed mmsteinen aus verschiedenen europ ischen L ndern begonnen Deshalb wurden zu diesem Zweck von unabh ngigen Baustoffh ndlern mehrere Paletten vergleichbarer W rmed mmsteine bezogen Ziel der Untersuchungen ist unter anderem die Entwicklung und Optimierung von W rmed mmsteinen aus haufwerksporigem Leichtbeton LAC bzw die Aufdeckung des Optimierungspotenzials solcher Steine durch die Marktstudie Deshalb sind vor allem Mauersteine mit LAC als tragenden Baustoff und mit geringen W rmeleitf higkeiten im Bereich von 0 07 bis 0 15 W mK untersucht worden Neben Vollbl cken der Steinfestigkeitsklasse 2 Vbl
48. 1 05 bis 1 18 s Tabelle C 2 Allerdings stimmt der empirisch gefundene Umrechnungsfaktor f r den Festigkeitsbereich von 2 bis 25 N mm tendenziell mit den Angaben nach Fau03 f r gef gedichte Leichtbetone Tabelle C 2 berein Faust stellte aufgrund empirischer Untersuchungen an gef gedichten Leichtbetonen fest dass der Umrechnungsfaktor von 150 er W rfeln zu Zylinder 150 300 zu 1 05 festgesetzt werden kann und somit auch unter den Normangaben von 1 10 nach DIN 1045 1 und EN 206 1 f r gef gedichten Leichtbeton liegt 102 5 Untersuchungen zum Gr en und Schlankheitseffekt auf die resultierende Festigkeit 30 bi O1 M O Wu i O f c cyl_150 300 0 974 f cube150 R 0 68 Zylinderdruckfestigkeit fe cu 150 300 N mm 0 5 10 15 20 25 30 W rfeldruckfestigkeit Ten Nimm Abbildung 5 5 Vergleich der Druckfestigkeiten von W rfeln mit 150 mm Kantenl nge fccubei50 ZU Zylinderdruckfestigkeiten fc cyi 150 300 Wegen der gr eren E Modul Verh ltnisse von gef gedichten Betonen gegen ber LAC mit haufwerksporiger Gef gestruktur ist es auch erkl rbar dass der Einfluss der festigkeitssteigernden Querdehnungsbehinderung durch mehrachsige Spannungszust nde m Bereich der Kontaktfl chen zu den Druckplatten f r LAC verringert wird Somit weicht die Zylinderdruckfestigkeit im Mittel nur gering von der W rfeldruckfestigkeit nach unten ab und sollte gem des eigenen Datensatzes pausc
49. 2 1 4 F r den in Abbildung 4 9 dargestellten Zusammenhang zwischen Trockenrohdichte und W rfeldruckfestigkeit ist demnach f r jede Zuschlagsart und Produktionsstrasse Verdichtungsenergie mit anderen Koeffizienten der nichtlinearen Regression zu rechnen w e auch der Vergleich der individuellen Kurven zwischen Labor und Produktion zeigt Dies wurde bereits in Voc59 und Spi75 f r LAC mit Leichtzuschl gen aus Bims und Kesselschlacken bzw Bl hton festgestellt Bornemann Bor05 ermittelte experimentell wie die Diagramme in Abbildung 4 10 zeigen einen deutlichen Einfluss der Verdichtungsintensit t auf die Packungsdichte und den Wassergehalt und damit auf die Frisch und Festbetondruckfestigkeit Demnach ist die Gr ndruckfestigkeit und parallel die Betondruckfestigkeit f r den erh rteten Beton direkt abh ngig von einem optimalen Wassergehalt in der Frischbetonmischung Wassergehalt Vol 1 A 0 5 10 15 20 90 0 Betondruckfestigkeit Optische Qualit t 86 0 100 100 86 0 Gr ndrucktestigkeit Packungsdichte Vol S Fackungsdichte Wassergehalt Abbildung 4 10 Einfluss der Verdichtungsintensit t auf die Packungsdichte und den Wassergehalt f r erdfeuchte Betone mit Normalzuschl gen Sieblinie B16 0 2r 2 16r und Einfluss auf die Festigkeit rechts nach Bor05 Der Bereich des optimalen Wassergehaltes verschiebt sich aber mit der Erregerfrequenz am Vibrationstisch w hrend der Verdichtung So bewirkt eine
50. 2 8 Oe f Dabei wird der Anfangs E Modul zu Eo 1000 6 angenommen In DIN EN 1520 wird die Traglast Nga eines leicht bzw unbewehrten Wandquerschnitts auf Basis des Bemessungswertes der Druckfestigkeit fea unter Ber cksichtigung von Sicherheits beiwerten bzw der charakteristischen Druckfestigkeit fx und dem mittleren E N Realer Modul E berechnet N x Wertebereich f r o getestete Beione Die DIN EN 1520 sieht zur Bemessung von W nden aus LAC m Vergleich zur DIN 1045 1 und dem EC2 f r sgef gedichte DBetone lediglich einen Ansatz f r geometrische Imperfektionen Er Eo von e l 500 vor Au erdem wird der Schlankheitsgrad nach DINEN 1520 f r Bauteile aus LAC in Abh ngigkeit der Ritter Modell Ex Eo 1 elt Trockenrohdichte des LAC begrenzt s Abbildung 2 21 F r eine Rohdichte Abbildung 2 20 von 400kg m ist z B nur noch ein Graphische Darstellung des Zusammenhangs zwischen We bezogener Druckfestigkeit und des Tangenten zum Schlankheitsverh ltnis A S l0 1 40 Ursprungs E Module nach Ritter vgl DIN EN 1520 und zul ssig wohingegen ab einer Trocken Gol08 Now81 rohdichte von 850 bis 2000 keim die max Schlankheitsgrenze bis auf 14 1 121 erh ht wird Dies entspricht einem Verh ltniswert der bezogenen Schlankheit wie sie im Mauerwerksbau definiert wird von 11 5 lt l h lt 35 In DIN 1045 1 und dem EC 2 ist hingegen die maximal zul ssige Schlankheit max konstant auf ein
51. 2005 DIN EN ISO 10456 Baustoffe und produkte W rme und feuchtetechnische Eigenschaften Tabellierte Bemessungswerte und Verfahren zur Bestimmung der w rmeschutztechnischen Nenn und Bemessungswerte prEN ISO 10456 2005 Deutsches Institut f r Normung e V Beuth Verlag Berlin Juni 2005 DIN EN 12390 1 2001 02 Pr fung von Festbeton Teil 1 Form Ma e und andere Anforderungen f r Probek rper und Formen Deutsche Fassung EN 12390 1 2000 Deutsches Institut f r Normung e V Beuth Verlag Berlin Februar 2001 DIN EN 12524 Baustoffe und Bauprodukte W rme und feuchtetechnische Eigenschaften Tabellierte Bemessungswerte Deutsche Fassung EN 12524 Deutsches Institut f r Normung e V Beuth Verlag Berlin Juli 2000 L 10 DIN EN ISO 12571 DIN EN 12620 DIN EN 12664 DIN EN 13055 1 DIN V 18152 100 DIN V 18153 100 2005 DIN V 18151 2003 10 DIN V 18152 2003 10 DIN 52611 1 DIN 52612 1 DIN 52620 DIN 55303 7 1996 9 Literatur DIN EN ISO 12571 Bestimmung der hygroskopische Sorptionseigenschaften W rme und feuchtetechnisches Verhalten von Baustoffen und Bauprodukten Deutsches Institut f r Normung e V Beuth Verlag Berlin April 2000 DIN EN 12620 Gesteinsk rnungen f r Beton Korngruppen eigenen Siebung Grundsiebsatz Erg nzungssiebsatz 2 Deutsches Institut f r Normung e V Beuth Verlag Berlin Apr l 2003 DIN EN 12664 Bestimmung des W rmedurchlasswiderstandes nach dem Verfahren mit d
52. 483 6 kN l co 10 esch esch F Bruch _ Stein Die Bruchlast der real getesteten Lochsteine der Serie V2 liegt nach 28 Tagen im Bereich zwischen 430 lt Fpruch Steins 550 KN wobei der Mittelwert aus 12 getesteten Steinen 472 kN betr gt Die Variation der Testserie liegt demnach nach 28 Tagen bei v 9 1 In Anbetracht der Streuung der einzelnen Testserien die f r die Marktstudie sogar bis zu einem Variationskoeffizient von v 20 streuten kann festgestellt werden dass bereits mittels des vorgestellten Modells recht gut d e Traglast nach 28 Tagen abgesch tzt wird Druckversuche des gleichen Lochsteins aus der gleichen Produktionscharge nach 158 und 195 Tagen belegen zudem dass die Traglast des Lochsteins infolge fortschreitender Hydratation noch gestiegen ist Demnach liegt der Mittelwert nach 195 Tagen sogar bei 551 5 KN so dass mittels des Modells die Traglast eines zu einem sp teren Zeitpunkt vermauerten Steins auf der sicheren Seite bestimmt werden kann Vereinfachend kann wie der nachfolgende Vergleich zeigt die Traglast NA auf der sicheren Seite in Anlehnung an DINEN 1520 auch wie folgt abgesch tzt werden wenn eine Einspannwirkung aus Reibung und Querdehnungsbehinderung m Lasteinleitungsbereich vernachl ssigt wird N zb sn t fe ba 0 8 497 22 6 48 0 85 48180 N lt N 51855 N Gl 6 15 170 6 Modell zur analytischen Beschreibung der Lochsteinfestigkeit mit Pi 15 Ablesung aus Diagramm gem
53. 5 Untersuchungen zum Gr en und Schlankheitseffekt auf die resultierende Festigkeit e Mischungsrezeptur Der Einfluss unterschiedlicher Mischungszusammensetzungen auf die Druckfestigkeit durch unterschiedliche Zement Wasser Betonzusatzmittelgehalte zur Ausbildung des Punkt zu Punkt Kontaktes s Kapitel 2 sowie unterschiedlicher Kornfestigkeiten der Leichtzuschl ge wird f r die vergleichenden Tests in Kapitel 5 1 und 5 2 ausgeschlossen Dies geschieht durch die Verwendung der gleichen Betonrezeptur und ann hernd gleichen Trockenrohdichte des LAC f r die untersuchten Voll und Lochsteine desselben Herstelltages Somit liegt zur Modellbildung ein Standardbeton vor auf dessen Basis mit statistisch abgesicherten Materialkennwerten die Entwicklung eines Modells zur quantitativen Beschreibung der Festigkeit von Lochsteinen im Vergleich zur Materialfestigkeit an Vollsteinen vollzogen wird Eine Validierung des Modells auch f r andere LAC Rezepturen mit gebrochenen Leichtzuschl gen erfolgt im Anschluss durch Vergleichstests an Wandscheiben und Steinausschnitten f r Mauersteine der Marktstudie 5 1 3 Gr en und Geometrieeffekte der Druckfestigkeit f r LAC an Standardpr fk rpern In diesem Abschnitt werden die im Kapitel 5 1 2 genannten Einfl sse auf die Druckfestigkeit aus Probengr e bzw volumen und dem Schlankheitseffekt infolge der Querdehnungsbehinderung f r genormte Standardprobengeometrien wie z B von W rfeln unter
54. 5t lt x lt 1 0t E 3 5 Lo 0 lt lt 3 5 Lo Bereich 3 ungerissener berdr ckter Querschnitt x 1 0t 2 0o gt 2 3 5 0 U ze c2 gt 2 o Zur Ermittlung der zul ssigen Schnittgr en wurde zuerst von einem Einheitsquerschnitt b t 1 ausgegangen Die Gr e der Betondruckkraft wird dabei wie folgt berechnet Fn N b o d GI D 1 z 0 Der Abstand des Angriffpunktes der Kraft zum st rker gestauchten Rand ist 1 X om GI D 2 cm Und das zugeh rige Moment lautet dann t HN EE GI D 3 Zur Vereinfachung der Berechnung werden der aus dem Stahlbetonbau bekannte V lligkeitsbeiwert ar und der auf die Druckzonenbreite bezogene Schwerpunktabstand k nach Kapitel 2 eingef hrt Der V lligkeitsbeiwert beschreibt allgemein das Verh ltnis der mittleren Betondruckspannung im Querschnitt zur Grenzfestigkeit des Betons F r die allgemeinen Beziehungen zur Bestimmung der Gr e der Betondruckkraft bei einer trapezf rmigen Dehnungsverteilung gelten die Gleichungen nach Kapitel 2 Die nachfolgende Abbildung D 4 verdeutlicht die angenommene Dehnungsverteilung im Wandquerschnitt mit der zugeh rigen Spannungsverteilung Gem den in Abbildung D 4 dargestellten Dehnungsverteilungen vom mittig gedr ckten bis hin zum zur Schwereachse aufgerissenen Querschnitt werden die aufnehmbaren bezogenen Normalkr fte n N fem b t Din bzw die bezogene Querschnitts und Systemtragf higkeit bestimmt Die zugeh rigen Moment
55. Bef llung der Schalung und der Verbundes des erh rteten Leichtbetonsteins zur D mmlage verbessert werden Die auf Praxistauglichkeit getestete zweite Verbundstein Variante Typ 2 sieht f r den Normalstein als Verankerung der D mmschicht an den tragenden Leichtbetonbereich Verbundk pfe aus LAC vor die direkt in der Werksherstellung durch Verwendung einer entsprechenden Schalung betoniert werden k nnen Abbildung 7 2 ber diese im Schnitt in der Abbildung 7 2 rechts dargestellten T f rmigen Auskragungen am Stein k nnen direkt ab Werk oder nachtr glich auf der Baustelle die anzubringenden D mmstoffkerne als Vorsatzd mmung ber zus tzliche Nut und Federsysteme in der Lager und Sto fuge berlappend und somit w rmebr ckenfrei verbunden werden ion dt SCH Stein RAP VEER Abbildung 7 2 links Verbundplanstein mit Schwalbenschwanzausf hrung Typ 1 rechts Verbundplansteinvariante mit Verbundk pfen aus LAC Typ 2 Ausf hrung mit u ohne Luftschlitze m glich Quelle Universit de Luxembourg F r die Prototypentwicklung wurde der D mmstoffsteckling selbst aus PUR Hartschaum gesch umt F r eine Gro fertigung ist allerdings die Verwendung von maschinell und speziell gefertigten Stecklingen aus EPS oder auch Neopor oder geformte Perlitplatten denkbar Auch werden bei dem Typ2 W rmebr cken in den Sto und Lagerfugen wiederum durch einen Versatz der Vorsatzd mmung mit integriertem Nut und Federsystem in horizont
56. Dabei wird eine bezogene dimensionslose Schreibweise der Spannungs Dehnungs Linie in Anlehnung an Glo04 Her80 eingef hrt Kapitel 2 um auf der Grundlage weniger charakteristischer Materialkennwerte und analytischer Gleichungen das Bruchverhalten von LAC Lochsteinen mit Gitterstruktur wirklichkeitsnah beschreiben zu k nnen vgl 2 Schritt m Ablaufschema In einem 3 Schritt werden die wesentlichen Materialkennwerte der Druck und Biegezugfestigkeit statistisch nach dem Kapitel 6 1 1 ausgewertet um gerade bei spr den Materialien mit relat v stark streuenden Kennwerten die Festigkeiten nach dem Weibull Modell statistisch in einem Vertrauensbereich eingrenzen zu k nnen Aufgrund der empirisch festgestellten und statistisch abgesch tzten funktionalen Zusammenh nge zwischen Rohdichte Druck und Zugfestigkeit sowie E Modul ist bei der Anwendung des Modells zuk nftig nur eine Serie von Drucktests und die Ermittlung der Trockenrohdichte an W rfeln oder Vollsteinen aus LAC zu vollziehen Nach diesen Eingangsdaten in Form von wenigen wesentlichen Materialparametern fe und pe ist in einem 4 und 5 Schritt der Einfluss der L ngs und der Querstege auf ein Versagen von Lochsteinen analyt sch zu erfassen und ein erstes m gliches Bruchkriterium f r das initiale Lochsteinversagen durch das im Versuch beobachtete Aufspalten der Querstege zu formulieren Abschlie end ist das finale Versagen der vertikal lastabtragenden L ngsstege infolge Bieg
57. Dezember 1996 Mauerwerk und Mauerwerksprodukte Verfahren zur Ermittlung von W rmeschutzrechenwerten Deutsches Institut f r Normung e V Beuth Verlag Berlin August 2002 DIN EN 1934 1998 04 W rmetechnisches Verhalten von Geb uden Messung des W rmedurchlasswiderstandes Heizkastenverfahren mit dem W rmestrommesser Mauerwerk Deutsche Fassung EN 1934 Deutsches Institut f r Normung e V Beuth Verlag Berlin Apr l 2004 DIN EN 1992 1 1 Eurocode 2 EC 2 Bemessung und Konstruktion von Stahl und Spannbetontragwerken Deutsche Fassung EN 1992 1 1 2005 Deutsche Institut f r Normung e V Beuth Verlag Berlin Oktober 2005 DIN EN 1996 1 1 2006 Eurocode 6 EC 6 Bemessung und Konstruktion von Mauerwerksbauten Teil 1 1 Allgemeine Regeln Regeln f r bewehrtes und unbewehrtes Mauerwerk Deutsche Fassung EN 1996 1 1 2005 Deutsche Institut f r Normung e V Beuth Verlag Berlin Januar 2006 DIN EN 1996 3 Eurocode 6 Bemessung und Konstruktion von Mauerwerks bauten Teil 3 Vereinfachte Berechnungsmethoden f r unbewehrte Mauer werksbauten DIN Beuth Verlag April 2004 Mauerziegel Teil 2 W rmed mmziegel und Hochlochziegel der Rohdichteklasse lt 1 0 Deutsches Institut f r Normung e V Beuth Verlag Berlin Juni 2002 9 Literatur DIN EN 772 13 2000 DIN EN 1097 3 1998 DIN EN 1352 1997 DIN EN 1354 1997 DIN V 4165 100 DIN 4108 3 DIN 4172 DIN 4213 DIN 4232 DIN 4028 1982 DIN V 4108 4 2
58. Einsatz von Baumaterialien aus nachwachsenden Rohstoffen dar Sollten zuk nftig z B noch weiter optimierte Leichtbetonrezepturen mit niedrigeren Rohdichten oder andere tragende und gleichzeitig d mmende Baustoffe entwickelt werden die zugleich einen gewissen Feuerwiderstand und Schallschutz bieten k nnten die n Kapitel 7 vorgeschlagenen L sungsans tze zur Prototypentwicklung um diese Baustoffe erweitert werden Dadurch w ren langfristig besonders w rmed mmende Au enwandkonstruktionen mit niedrigen W rmedurchlasskoeffizienten U W m K erreichbar Durch die positive Nutzung von nachwachsenden Rohstoffen und einem klimaneutralen Baustoffkreislauf auf der einen Seite und durch eine Steigerung der Energieeffizienz des Geb udes durch innovative Au enwandkonstruktionen mit Funktionstrennung in einem tragenden und d mmenden Querschnitt auf der anderen Seite w rden den Bauherren interessante Alternativen gegen ber herk mmlichen Wandbaustoffen geboten 9 Ach00 Alb67 ANS07 Ant92 Arn86 Aur71 Bau76 Baz83 Bee05 Ber00 Ber05 Ber96 Bie95 Bon71 Bor05 Bos08 Bra06 Bra0O8 Brau07 But04 Cad06 Cam95 LITERATUR Achtziger J Irmschler H J Bestimmung der Rechenwerte der W rmeleitf higkeit f r Mauerwerk durch Messungen und durch BerechnungenErschienen in Mauwerkskalender Abschnitt D Teil IV S 635 ff 2000 Albrecht W Einfluss des Verh ltnisses von Probe
59. FE Berechnungen zum Einfluss verschiedener Steifigkeiten im Steinquerschnitt A 27 Safety Margin Type Safety Margin Time 1 25 10 2009 10 22 14 Max 9 4 0 50309 Min 1 0 000 0 100 0 200 m 0 050 0 150 Safety Margin NNSYS al E Type Safety Margin Time 1 25 10 2009 11 12 14 Max 9 4 0 49708 Min 1 0 025 0 075 Abbildung C 14 Exemplarische Darstellung der Auswertung der Safety Margin f r variable oben und konstante E Modul Verteilung unten A 28 C Anhang Gr en und Schlankheitseffekte f r LAC L ngssteg 1 13 L ngssteg 2 14 L ngssteg 3 15 L ngssteg 4 I6 L ngssteg 1 14 L ngssteg 2 15 Abbildung C 15 LAC Pr fk rper S2 oben und S1 unten mit Zuordnung der Innenstegbezeichnungen C 3 FE Berechnungen zum Einfluss verschiedener Steifigkeiten im Steinquerschnitt A 29 Maximum Principal Stress 1 Type Maximum Principal Stress Unit Pa Time 10 02 09 2009 14 35 9 6821e5 Max 7207380 4 532685 2 407885 1 00 2 05215 5 507385 5 522485 1 1355e6 1 419366 Min Maximum Principal Stress Type Maximum Principal Stress Unit Pa Time 10 02 09 2009 14 44 1 0435e6 Max 7 0868e5 3 7385e5 39017 2 9581e5 6 3064e5 9 6547e5 1 3003e6 1 6351e6 1 97e6 Min 7 9543e 005 2 6 0008e 005 Draufsicht S2 konische Stege Maximum Principal Stress Type Maximum Principal Stress Unit Pa Time 10
60. Forschungsbedarfs aus der Marktstudie of Die Diagramme in Abbildung 3 11 und Abbildung 3 12 zeigen auch dass Porenbetonsteine wegen ihrer fein und relativ homogen verteilten geschlossenen Luftporen in der Gef gestruktur etwas niedrigere W rmeleitf higkeiten bei ungef hr gleichen Druckfestigkeiten im Vergleich zu z B Vollbl cken aus LAC erzielen Zur Senkung der W rmeleitf higkeiten m ssen deshalb bei Mauersteinen aus LAC schmale Luftschlitze in den Stein eingebracht werden die bei entsprechender Geometrie und Luftschlitzdicken lt 10 mm die D mmwirkung des Steins erh hen vgl Untersuchung und Literaturangaben nach Ant92 und Sag99b Allerdings entstehen dadurch filigrane Innenstege wodurch die Steinfestigkeit gesenkt wird klassische W rmed mmsteine Funktionstrennung 0 18 Poren l Sandwich 0 16 beton LAC x Lars l Polystyrol 0 14 Verf llstein ul j l 3 Sandwich 3 0 12 Fern l S i i l LAC E 01 0 06 m N Polystyrol i i l eb xX sn Hbl aus LAC i er d mit Perlit I E 0 08 F llung l l E 0 04 Hbl mit Hae D nat rl 0 02 D mmstoff f llun 0 g 200 300 400 500 600 700 800 900 1000 Trockenrohdichte kg m A Rohdichte Lambda Sandwichsteine Hbl mit D mmstofff llung B Ziegel A Vbl SW m Porenbeton Expon Serie rho L
61. Frequenzerh hung eine Verringerung des optimalen Wassergehaltes wobei Frequenzbandbreiten der Verdichtungsapparatur im f r die Steinherstellung blichen Bereich von 40 bis max 60 Hz und dar ber mit 80 Hz untersucht wurden s Abbildung 4 10 links Durch das Zusammenspiel eines optimalen Wassergehaltes im Zementleim der wie bereits erw hnt als Gleitschicht wirken kann und einer optimalen Erregerfrequenz am Vibrationstisch k nnen auch f r den Lastabtrag in haufwerksporigen Gef gestrukturen optimale Packungsdichten der Zuschl ge erreicht werden Diese bewirken durch die dichte Einlagerung der Grobzuschl ge einen g nstigen inneren Lastabtrag und dem zur Folge auch h here Druckfestigkeiten f r dieselbe Ausgangsrezeptur s Abbildung 4 10 rechts 4 7 Zusammenstellung der W rmeleitf higkeits und Druckfestigkeitskennwerte und Kosten 15 4 7 Zusammenstellung der W rmeleitf higkeits und Druckfestigkeitskennwerte und Kosten F r eine Prototypentwicklung von W rmed mmsteinen sind nicht nur die betontechnologischen Parameter wie die Festbetoneigenschaften sondern f r die Herstellungspraxis in einem Fertigteilwerk auch der Preis der jeweiligen Leichtbetonrezeptur der durch die Zuschlagsart Transportkosten und Zementgehalt bestimmt wird ma gebend Aus diesem Grund sind alle f r die Prototypentwicklungen von hybriden W rmed mmsteinen wichtigen Kenndaten einschlie lich des Einheitspreises prozentual in Bezug auf die Basisrezeptur P
62. In the following the experimental results were verified by s mulations with the Finite Element Method using the commercial software ANSYS for modeling different LAC specimen geometries and the influence of the kind of load applications by a contact zone between steel plates and specimen Subsequently the results of these investigations and the achieved knowledge of the influencing factors on the load carrying capac ty of the block structures lead to an analyt cal model Kurzfassung jii approach for design purpose of masonry blocks based on the elasticity theory This model allows quantitative predictions of the load bearing strength of hollow and solid masonry blocks with inner air holes arranged in a grid system The analytical model is verified by comparison of experimental results of different block geometries Finally the knowledge of the load carrying behavior of different LAC specimen geometries achieved by various experimental and numerical results contribute to the construction of new prototypes of heat insulating masonry blocks made of LAC Based on the results of the market study and numerical parameter studies it is revealed that it is suggestive to separate the load bearing from the thermal function of the block by developing 3 layered Sandwich and composite blocks made of an insulating and load bearing part Keywords Lightweight Aggregate Concrete with open structure LAC Concrete development masonry blocks Finite Elemente
63. Innenstegen in Lochsteinen ist aber der Ansatz der Spannungs Dehnungs Beziehung in Form eines Parabel Rechteck Diagramms nach DIN 1045 1 Au erdem d rfen nach DIN 1045 1 Abschnitt 8 6 1 7 die Form nderungen auf der Grundlage von Bemessungswerten die auf Mittelwerten der Baustoffkennwerte z B Eem fem beruhen ermittelt werden Dieses Vorgehen wurde auch innerhalb dieser Arbeit gew hlt 4 8 Weitere bemessungsrelevante mechanische Eigenschaftswerte von LAC 81 25 Pr 1600 kg m 20 3 Pr 1300 kg m d D 15 G D 10 IT Pr 820 kg m D 750 k Dr g j Py 600 kg m Pr 550 kg m 0 0 0 5 1 1 5 2 2 5 Dehnung mm m Trockenrohdichte 1600 kg m3 Trockenrohdichte 1300 kg m3 Trockenrohdichte 820 kg m3 Trockenrohdichte 600 kg m3 DIN 1045 1 B ko 2 DIN 1045 1 S ko 2 DIN 1045 1 S ko 1 25 DIN EN 1520 Bilineare SDL LAC Bez Druckspannungen ot 0 0 2 0 4 0 6 0 8 1 1 2 1 4 1 6 1 8 2 N E Emf Abbildung 4 14 oben Gemessene Spannungs Dehnungs Linien f r LAC mit Trockenrohdichten von 550 kg m lt p lt 1600 kg m unten Bezogene dimensionslose Darstellung der Messkurven gegen ber normativen Ans tzen und Variation des Ansatzes der DIN 1045 1 ber ko 4 8 3 Querdehnzahl f r verschiedene LAC Rezepturen Zu Bemessungszwecken wird meist die Querdehnzahl u Poisson s ratio zu 0 2 sowohl f r sef gedichte Betone
64. Kapitel 2 die Tragf higkeit des Querschnitts dar der als zentrisch belastet angesehen werden kann Dabei wird nur der durch den Ansatz eines Spannungsblocks berdr ckte Querschnittsteil A 1 2 amp 0 1 t in Ansatz gebracht Bei Tragwerken die in horizontaler Richtung z B durch die im Steinsystem anf nglich vorhandenen Querstege und Einspannwirkung der Lasteinleitungsplatten gen gend ausgesteift s nd d rfen nach DIN EN 1520 die lotrechten Druckspannungen und quergerichteten Spannungen gemeinsam betrachtet werden Dabei werden die L ngsstege f r d e gr te resultierende Lastexzentrizit t auf halber Stegh he untersucht Bei der Bestimmung der Gesamtexzentrizit t Ge 1 werden die Lastexzentrizit ten nach Theorie I Ordnung eine Vorkr mmung und quergerichtete Lasten infolge der Querdehnung der Querstege um beide Hauptachsen ber cksichtigt F r eine spezifische vertikale Belastung N bzw f r eine bezogene Tragf higkeit N bt kann die Normalkraft welche zu einem Biegezug bzw Biegedruckversagen im Randbereich des Stegquerschnitts f hrt in Anlehnung an Gol08 wie folgt abgesch tzt werden M II oe we Si Biegedruckspannungen im Querschnitt GI 6 11 II g SCH a lt f m Biegezugspannungen im Querschnitt GI 6 12 e Beispiel der Berechnung der Traglast f r den Lochstein V2 Gem den experimentellen Untersuchungen in Kapitel 5 2 zu Schlankheits und Geometrieeffekten und in Anhang D 3 zur Herleitung einer Bruchbedi
65. Lochstein V2 T2 22 so 175 22 20 Schlankheit 1 B V Lochstein V2 T3 22 so 238 22 10 Schlankheit A B V Die Lastschrittweite wurde in Abh ngigkeit der zu erwartenden Bruchlast in Abh ngigkeit der Probendicke zwischen 0 2 und 1 kN gew hlt Die Auswertung der Verformungen in x y und z Richtung erfolgt dabei graphisch mit dem Programm ISTRA s Abbildung 5 13 rechts Abbildung 5 13 H TEE EE Mess System li und Auswerteprogramm zur Aufnahme der 3D Verformungen in x y und z Richtung reales Bild Mitte und graphische Auswertung Ire 5 2 3 Versuche an Wandscheiben aus Voll und Lochsteinen 5 2 3 1 Einfluss der Steg bzw Wanddicke Zur Analyse des Einflusses der optimalen Stegdicke bei Verwendungen von Bl htonzuschlag mit einem Gr tkorn von 8 bzw bis max 10 mm werden Scheiben aus Vollsteinen der Pr fserie V1 von 80 x 80 mm Scheibenfl che und variablen Dicken von d 20 bis 80 mm geschnitten Die Wahl der Dickenabstufung erfolgte systematisch nach dem Prinzip der geometrischen Reihe vgl Tabelle 5 4 mit q 1 4 und 20 mm n 5 k d H a GI 5 4 Die H he und damit die Ersatzschlankheit der Proben wird mit 80 mm so gew hlt dass ein Knicken bzw Versagen nach Theorie II Ordnung ausgeschlossen werden kann Werden die gepr ften Bruchlasten auf die vorhandene Querschnittsfl che bezogen so ergibt sich wie das nachfolgende Diagramm Abbildung 5 14 links zeigt ein Optimum f r die n
66. Mauerwerksbau Erschienen in Deutsches Ingenieurblatt Oktober 2007 Buttenweg Ch Meskouris K Nichlineare Finite Element Methoden Vorlesungsumdruck LBB RWTH Aachen 2004 Cadfem GmbH Seminarunterlagen Heat Transfes in ANSYS 2006 W F und K lteschutz im Bauwesen und der Industire Cammerer W rme L 2 Cem06 Cem97 Cuy01 DAfStb 375 DAfStb 525 Dan06 Dar90 Deh01 Deh98 DIBt03 DIBt03b JELCO0 JELC98 JELC98a EIi00 JEMOI F cOI Fau00 Fau03 Fer93 FIBO0 FIB99 9 Literatur 5 Auflage Springer Verlag Berlin Heidelberg 1995 Cemex Deutschland AG Betontechnische Daten nach DIN EN 206 1 und DIN 1045 19 Auflage M rz 2006 Cement amp Concrete Institute No fines Concrete a practical guide Midrand South Africa 1996 Cuypers H Analysis and Design of Sandwich Panels with Brittle Matrix Composite Faces for building Applications Brussel Vrije Universiteit Brussel Faculteit Toegepaste Wetenschappen Mecanica van Materialen en Constructies Disseratation 2001 Deutscher Ausschuss f r Stahlbeton Heft 375 Molzahn R Grundlagen und Verfahren f r den Knicksicherheitsnachweis von Druckgliedern aus Konstruktionsleichtbeton Verlag Ernst amp Sohn Berlin 1986 Deutscher Ausschuss f r Stahlbeton Heft 525 Erl uterungen zu DIN 1045 1 Beuth Verlag Berlin 2003 Dankert J Dankert H Teubner Verlag Wiesbaden 2006 Pr fbericht 143 1 90 3
67. Praxis Eine Zusicherung der Eignung f r einen konkreten Einsatzzweck kann daraus nicht abgeleitet werden Rhein Chemotechnik GmbH D 53547 Breitscheid Gewerbepark Siebenmorgen 8 Telefon 0 26 38 93 17 0 Telefax 0 26 38 93 17 13 www rhein chemotechnik com Abbildung B 3 Technisches Merkblatt zu einem der verwendeten Flie mittel bezeichnet als Typ A A 8 BASF The Chemical Company B Anhang Leichtbetonentwicklung Zero Energy System neue Generation von Flie mitteln auf Basis Polycarboxylat chloridfrei Flie mittel f r Beton EN 934 2 T3 1 3 2 Hinweise GLENIUM ACE 30 kann mit folgenden anderen BASF CC Austna Produkten kombiniert werden e GLENIUM STREAM e MICRO AIR e MICROSILICA SLURRY GLENIUM ACE 30 kann nicht mit RHEOBUILD Flie mittel kombiniert werden F rdertechnik Beim F rdern mit Pumpen die konstruktionsbedingt eine hohe Scherwirkung aufbauen k nnen Flie mittel auf Bas s Folycarboxylat in ihrer Molek lstruktur ver ndert werden was negative Auswirkungen auf die Leistungsf higkeit des Zusatzmittels haben kann Fliehkraftpumpen Kreiselpumpen Stabpumpen Tauchpumpen werden zum F rdern von Flie mitteln auf Basis Polycarboxylat nicht empfohlen Verdr ngerpumpen Membranpumpen Zahnradpumpen Schlauchquetschpumpen Exzenterschneckenpumpen Impellerpumpen bewirken geringere Scherwirkung im F rdermedrum und werden daher zum F rdern von Flie mittel auf Polycarboxylatbas
68. Probendicke mittels den als Schutzring um die Messfl che angeordneten D mmstofflagen ein linearer W rmestrom und reproduzierbare Messwerte garantiert werden k nnen Die 3 3 Einflussfaktoren auf den Bemessungswert der W rmeleitf higkeit 47 Vergleichsmessungen mit Probek rpern aus D mmstoffen von 10 und 30 cm Probenh he sowie Messungen in Anlehnung an die DIBt Richtlinie durch eine externe Kontrolle belegen dass dies durch die eingesetzte Plattenapparatur mit integriertem zus tzlichen Gradientenschutz der Messkammer eingehalten werden kann Abbildung 3 3 Probek rper zur Messung der W rmeleitf higkeit im Einplattenverfahren mit de en Eu eu 2 EE Normalfuge und knirsch gesto ener 3 BR Zr NK N M rtelplatte aus LM 21 links und Pr fk rper DN ker TE BEE der externen Kontrolle im ES EEE Zweiplattenverfahren mit fest verm rtelter n i La eo R T ha aT FR Far E Ga A RR u _ rechts _ Lagerfuge vor dem Oberfl chenabgleich Die externe Kontrolle wurde dabei von einer akkreditierten Pr fanstalt in Deutschland durchgef hrt Dort wurden die Messungen auch an 30 cm dicken Mauersteinen gem der DIBt Richtlinie als Halbsteinmessung jedoch mit fest verm rtelten Lagerfugen aus LM 21 mit einer Schichtdicke von ebenfalls 20 mm in einem Standard Zweiplattenger t ISO 8302 Methode A durchgef hrt Der Vergleich der Messergebnisse in Abh ngigkeit der gemessenen Trockenrohdichten der eingebauten Pr
69. Reihe der Autoren Kuc92 Sag99 Schle06 wie auch in Kapitel 2 1 4 dargestellt wurde der Einfluss von lokal unterschiedlichen Verdichtungsintensit ten und dadurch resultierenden variablen Bef llungsgraden und Rohdichteverteilungen ber den Steinquerschnitt von Lochsteinen aus LAC dokumentiert Eine gleichm ige Bef llung der Kammern ist aber neben dem Gr tkorn und Form des Zuschlags gebrochen rund sowie der Frischbetonkonsistenz auch von den eingepr gten Verdichtungsenergien abh ngig Kuc08 Diese Parameter k nnen je nach Produzent Schalungsform Material des Unterlagbretts und gew hlter Zuschlagsart variieren Durch Bef llungsm ngel entstehen im anschlie enden Verdichtungsprozess Rohdichteunterschiede und Geometrieabweichungen im Stein die zu einem unterschiedlichen Lastabtrag f hren k nnen Durch diese unterschiedlichen Rohdichte und Festigkeitsverteilungen entstehen auch unterschiedliche Steifigkeitsverteilungen in Form variabler E Module ber den Steinquerschnitt F r die eigenen Untersuchungen wird deshalb an den Lochsteinen die Trockenrohdichteverteilung ber die L ngs und Querstege durch den Zuschnitt von Wandscheiben bestimmt Die zu erwartenden Festigkeiten und E Module werden aus den n Kapitel 4 hergeleiteten funktionalen idealisierten Materialbeschreibungen rechnerisch hergeleitet Das genaue Vorgehen wird im Zuge der Finiten Element Berechnungen im sp teren Verlauf der Arbeit noch eingehend erl utert 98
70. Sieblinie Die Feinabstimmung dieser Rezepturen erfolgt im Anschluss durch aufwendige Labor und Produktionsversuche in der Steinfertigung Die rot umrahmten Zeilen in Tabelle 4 2 bezeichnen jene Rezepturen die neben einer Entwicklung im Labor auch in Produktionsversuchen erprobt wurden Die Gr nde f r die teils gro en Abweichungen in den resultierenden Festbetonkennwerten zwischen separat hergestellten W rfeln im Labor und solchen die dem Fertigteil in der Produktion entnommen werden sind vielf ltig und wurden bereits m Kapitel 2 1 n her beschrieben Um m glichst niedrige Rohdichten und damit verbunden niedrige W rmeleitf higkeiten f r die LAC Betone bei gleichzeitig ausreichender Festigkeit zu erhalten wird der Zementgehalt und der Anteil an feinen Zuschl gen auf die minimal n tige Menge begrenzt So werden die Zuschl ge nur mit Zementleim umh llt und an ihren Kontaktpunkten im Kornger st ber einen Punkt zu Punkt Kontakt miteinander verklebt Jedoch darf der Zementleim nicht in zu fl ssiger Konsistenz und zu hohem Gehalt vorliegen da dies sonst aufgrund der offenen Struktur des LAC zu Entmischungserscheinungen f hren kann Deshalb sind nur sehr geringe Bandbreiten des effektiven w z Wertes des Zementleims Ber cksichtigung Zugabewasser und Wasseraufnahme der leichten Gesteinsk rnungen und des Zementgehaltes f r LAC m glich Gem Literaturangaben vgl Kapitel 2 1 sind Bandbreiten des Zementgehaltes von ca
71. Technische Datenbl tter Technisches Merkblatt 12114 180107 03 eko E Hyperflow 2030 FM Hochleistungs Flie mittel f r hochwertigen Beton Fertigteil und Spannbeton Selbstverdichtenden Beton SVB SCC Leichtverdichtenden Beton LVB und Hochfesten Beton Produkt alphalith Hyperflow 2030 FM ist ein Fliel mittel der neuen Generation mit h chster Wirksamkeit und f r h chste Fr hfestigkeit alphalith Hyperflow 2030 FM erm glicht die Herstel lung eines flie f higen Betons mit sehr niedrigem Wasser Zement Wert der mit minimalen oder bei entsprechend angepasster Zusammenselzung ohne Verdichtungsaufwand eingebracht werden kann und sehr hohe Fr hfestigkeiten aufweist Mit alphalith Hyperflow 2030 FM hergestellter Beton zeigt in einem Zeitraum bis zu eineinhalb Stunden einen m igen Konsistenzverlust und bel fachgerech ter Zusammensetzung eine ausgezeichnete Stabilit t der Mischung Wirkung Die berragende Verfl ssigungswirkung von alphalith Hyperflow 2030 FM wird durch eine massgeschnei derte Polymerstruktur mit multifunktionaler Wirkung auf die Zementdispergierung erreicht Anwendung ev Hochwertiger Transport Baustellen und Fer tigteilbeton e Selbstverdichtender Beton SVBISCC e Leichtverdichtender Beton LVB e Hochfester Beton gt B65 Betone mit sehr niedrigen wiz Werten bei hoher Verarbeitungskonsistenz ew Betone mit stark gesteigerter Fr h und Erid festig
72. Traglastkurven der Proben SI zwischen den FEM Berechnungsergebnissen mittels plastischen Volumenelementen Solid186 und bilinearer Materialkennlinie sowie den Ergebnissen mit speziellen Betonvolumen Elementen Solid65 und nichtlinearem Materialmodell liegen e Auch geringe Nichtlinearit ten in der berechneten Traglastkurve k nnen ber die Bruchhypothese nach William und Warnke mit den Betonvolumenelementen abgebildet werden 140 5 Untersuchungen zum Gr en und Schlankheitseffekt auf die resultierende Festigkeit e allerdings das wirklich vorhandene schlagartige Versagen im Zug Zug Druck Bereich der Bruchfl chen f r unbewehrten Beton nur bedingt durch die vorliegende FE Berechnung abgebildet werden kann und die real gemessenen maximalen Traglasten bersch tzt werden 45 40 Wu CH 25 20 Beton Solid65 weggeregelt Parabel berechnete Traglast KN Solid186 kraftgeregelt plastisches 10 Material bilinear reale Probe S1 Nr 3 reale Probe S1 Nr 2 0 0 2 0 4 0 6 0 8 1 1 2 1 4 Verformung u mm Abbildung 5 45 Gemessene und numerisch berechnete Traglastkurven f r bilinearen und nichtlinearen Materialansatz auf Basis unterschiedlicher Finite Element Ans tze Als Grund daf r wird angenommen dass es infolge des berscheitens der Zugfestigkeit des LAC zu einer schnell anwachsenden Rissbildung kommt Deswegen ist in diesem Fall infolge der Rissbildung
73. V2 T1 22 DIN 1045 1 Mean A V2 T1 22 EN 1520 Ritter Mean A V2 T1 22 EC2 Gol08 Mean Abbildung 6 5 Vergleich experimentell bestimmten zu rechnerisch prognostizierten Traglasten f r Proben aus Lochsteinen der Versuchserien V2 T1 und T2 mit konst Scheibendicken und variablen H hen Die gute Korrelation der Messdaten mit dem Traglastansatz nach DIN EN 1520 auf Grundlage des Rittermodells zeigt auch die nachfolgende Abbildung 6 6 Dort sind im abgebildeten Diagramm diesmal nicht die berechneten Traglasten NA sondern die normativen Traglastkurven aus dem Betonbau nach DIN 1045 1 dem nach Goltermann Gol08 abgewandelten Materialansatz auf Grundlage des EC2 sowie das Rittermodell mit dem Bemessungsansatz nach DINEN 1520 in Abh ngigkeit der mechanischen Schlankheit dargestellt Vergleichend zu diesen normativen Traglastkurven sind im Diagramm die experimentell ermittelten Traglastfaktoren On f r die einzelnen Pr fserien in Abh ngigkeit der Schlankheit der kleinformatigen Wandscheiben als Datenpunkte eingetragen Die Materialdruckfestigkeit wurde f r die rechnerische Bestimmung der Traglastkurven f r die vergleichend zu analys erenden Versuchserien mit dem statistisch abgesicherten Wert von f 00 6 48 N mm nach Tabelle 6 1 abgesch tzt In der Gegen berstellung von den prognostizierten Traglastkurven zu den Datenpunkten zeigt sich dass die experimentell bestimmten Werte dem Verlauf des funktionalen Ansatzes nach Ritter DINEN 1520 f
74. Verteilungsh he hsz a L ac Wie f r wandartige Tr ger nach MC90 Ber96 Ber00 The75 rg les nice 3 1 cs COS Woran 24 g b os 24 ue A LAC y di LAC y GI D 8 durch Einsetzen von Zsz nach Gl D 7 in GI D 4 mit Bezeichnung der Parameter s Abbildung D 7 Abbildung D 13 und i quer ay 1 und hi 0 75 h 0 75 a uc i l ngs Der Vorfaktor sz ber cksichtigt die ungleichf rmige lotrechte Druckspannungsverteilung infolge unterschiedlicher Steifigkeitsverteilungen ber den Lochsteinquerschnitt und liegt f r die untersuchten Proben aus LAC zwischen 0 2 und 0 3 Dabei wird f r die zuvor angegebenen Zusammenh nge auf die Theorien von Schleeh Schle75b vgl Kapitel 5 1 und die vereinfachten Rechenannahmen der Scheibentheorie f r wandartige Tr ger die in The75 f r die praktische Anwendung vereinfacht aufbereitet wurden zur ckgegriffen Diese Beziehungen gehen wie bereits f r die Herleitung des Querdehnungszustandes angewendet von einem elastischen Materialansatz und dem Ebenbleiben der Querschnitte aus Gem Navier The75 bzw dem Prinzip von St Venant Schle75b ist davon auszugehen dass symmetrische und ungleichf rmig am Rand einer Rechteckscheibe angreifende lotrechte Belastungen erst in einem Abstand ungef hr gleich der L nge des belasteten Randes homogen verteilt sind vgl Kap 5 1 Abb 5 3 Da aber f r die untersuchten W rmed mmsteine aus der Markstudie 1 d R die Steinh he
75. Werk dargestellt mit 130 mm dicker Innentrag schale Coon 170 215 E ennan Ga d Sollten auch f r den Verbundprototypen 2 mit Verbundk pfen aus Beton tragende Wanddicken unter 17 5 cm angestrebt werden sind auch bei diesem Steintyp spezielle zum System passende U Schalen zur Lastverteilung aus EPS und LAC zu verwenden Dies w rde dann z B zu einer Gewichtsreduktion bzw durch Erh hung der D mmstoffdicke bei gleichbleibender Gesamtwanddicke zur Verbesserung des W rmedurchgangkoeffizienten der Au enwand f hren Alternativ k nnten auch U Schalen und Randabschalungen auf EPS Basis passend zum System von D mmstoffherstellern eingekauft werden die auf der Baustelle bewehrt und mit Ortbeton verf llt werden so dass dann wiederum die Anzahl der herzustellenden Spezialsteine reduziert werden kann Werden allerdings Sandwich und Verbundkonstruktionen mit relativ d nnen Tragschalen und bei Einsatz von haufwerksporigen Leichtbetonen mit Trockenrohdichten lt 1400 kg m hergestellt wie dies auch ein finnisches Sandwichprodukt innerhalb der Marktstudie belegt so sind besondere Aspekte bei der Ausf hrung und Herstellung von tragenden Au enw nden und ffnungen zu beachten 186 7 Prototypentwicklung am Beispiel von Sandwich und Verbund Konstruktionen F r spezielle sehr schlanke Sandwich und Verbundkonstruktionen ist den Anschlussdetails wie z B das Einbinden von Innenw nden in Au enw nden und gerade der Auflagerung vo
76. Werkstoffparametern wie E Modul Biegezugfestigkeit Spannungs Dehnungs Verhalten und Querdehnzahl Im Zuge der Untersuchungen wird festgestellt dass der E Modul und die Biegezugfestigkeit der getesteten LAC Rezepturen hinreichend genau durch die empirischen Funktionen nach DIN EN 1520 beschrieben werden k nnen Die Spannungs Dehnungs Beziehungen sind gem den eigenen Untersuchungen in zwei Bereiche zu unterteilen Einmal f r Trockenrohdichten unter und andererseits ber ca 1000 kg m Die Querdehnzahl ist ebenso gem der Trockenrohdichte f r diese beiden Rohdichtebereiche separat festzusetzen F r Trockenrohdichten lt 1000 kg m kann ein Wertebereich von 0 25 lt u lt 0 3 f r Rohdichten gt 1000 kg m kann die aus der Literatur allgemein bekannte gro z gig formulierte Schwankungsbreite von 0 15 lt u lt 0 25 angenommen werden F r numerische Berechnungen sollte deshalb f r LAC mit p lt 1000 kg m u 0 25 und f r p gt 1000 kg m u 0 2 entsprechend dem Vorschlag der DIN EN 1520 zur Bemessung von LAC Bauteilen angesetzt werden Zus tzlich zur gemessenen Biegezugfestigkeit wird f r die numerischen S mulationen die zentrische Zugfestigkeit aus dem funktionalen Ansatz der Biegezugfestigkeit nach DIN EN 1520 als 5 Quantil bei einer Aussagewahrscheinlichkeit von 90 auf Bas s eines n der Literatur vorhandenen empirischen Ansatzes als untere Grenzkurve abgesch tzt Dies liefert f r die in speziellen Versuchen zur Be
77. Wird auch f r dieses System vom Hersteller eine Reduktion der Sonderelemente gew nscht erh ht sich damit der Aufwand auf der Baustelle durch den Zuschnitt der Normalsteine mittels Steins ge Der anschlie ende Bereich entlang der Schnittkante der D mmstoffebene in der Sto fuge ist dann zur Gew hrleistung einer w rmebr ckenfreien Konstruktion hnlich wie es von Fensteranschl ssen bekannt ist mit PUR Ortschaum auszukleiden Ecke aussen links G DEcke aussen rechts F r Varianten 2 1 4 1 Auskleidung von Fugenbereichen an Schnittkanten mit PUR Ortschaum Kin Zeen Ge Geer E E nn KR da ee EE see KN a la ff bebe WEN Ress es E ae KH EE EE u eh es 8 Eh Zen es We RENE ee E e RE e W Ge DE PL S EEN beet See a ane ECKE DEE NR RA dEcke aussen links DEcke aussen rechts et Ly es Las ee ei ENER ASSA T SS EI 2 De E HERR pa Se mn EEE A Ee E Pre Re i TEKK EEN b s KEE 1704 1258 326 371 SP 170 218 wo Hi Na d ER Et 500 Bien re GE 130 85 TEN d SBS SE NNN EN H 130485 A vw vw vw KR NN Les LI E EL AAA AE Li PR NN 396 321 ZS 368 i 128 Abbildung 7 10 Planungsraster im 1 8 m f r den entwickelten Verbundstein Typ 2 mit Eckl sung in zwei Ausf hrungsvarianten 2 1 und 4 1 nachtr glicher Zuschnitt 2 2 amp 4 2 vorkonfektionierte Sondersteine ab
78. Zeit Verlauf 5 N mm2 gt E Entwicklung Querdehnzahl ber Si Zed 18 d St es i i i Pa J i i weng Q i 0 5 0 5 Mittelwert u 0 28 2 0 2 0 1 0 0 0 50 100 150 200 250 300 Pr fzeit s Abbildung 4 16 Entwicklung der Querdehnzahl in Abh ngigkeit der Druckspannung und der Pr fzeit Zylinder der Rezeptur P1 Pr frohdichte 950 kg m E Z z S S z CR d Druckspannungs Zeit Verlauf N n T a e Entwicklung Querdehnzahl ber gh A Zeit j T 0 5 0 4 0 3 0 2 0 1 0 0 20 100 150 200 250 300 390 Pr fzeit s Abbildung 4 17 Entwicklung der Querdehnzahl in Abh ngigkeit der Druckspannung und der Pr fzeit Zylinder der Rezeptur MS Pr frohdichte 1450 kg m Nach Faust Fau03 sinkt durch die Verwendung von Natursand SLWAC f r gef gedichte Leichtbetone die gemessene Querdehnzahl bei 1 3 der max Druckspannung tendenziell gegen ber Rezepturen mit Leichtsand als Feinzuschlag ALWAC Gleiches kann also auch f r haufwerksporigen Leichtbetone nur in einem verschobenen h heren Wertebereich beobachtet werden da f r die Rezepturen MSI bis MS3 sukzessiv die Rohdichte durch die Hinzugabe von Moselsand erh ht wurden Faust kommt zu dem Schluss dass die entscheidende Gr e die Art des Feinzuschlages ist 4 8 Weitere bemessungsrelevante mechanische Eigenschaftswerte von LAC 85 8 7 Pr 1600 kg m ber Zeit Druckspannung N mm z T E SS Spannungs Zei
79. Zementleimes werden in der Literatur Aur l Sag99 EMOI Bor05 mar zwischen 0 3 und 0 5 f r eine bestm gliche Umh llung der Zuschl ge angegeben Dies 60 50 0 30 20 Haufwerksporigkeit steht im Widerspruch zu den Erfahrungen mit Mischungsberechnungen f r sef gedichte Betone Die bekannte Abh ngigkeit der Druckfestigkeit vom w z EF GF SM NA Abbildung 2 4 Wert die von Mischungsentw rien von Porigkeit bei verschiedener Verdichtung f r W rfelproben Normalbeton bekannt ist gilt f r aus Kesselschlacken als Leichtzuschlag nach Voc59 in Abh ngigkeit der Arbeitsphase Abh ngig vom Gesamt wassergehalt des verdichteten Produktes Sag99 Allerdings wird in der Literatur speziell f r LAC mit porigen Zuschl gen haufwerksporigen Beton nicht EMOI keine feste Bandbreite an w z Werten festgelegt da ein permanenter Austausch von Wasser zwischen Zementleim den Leichtzuschl gen und der Umgebungsluft stattfindet Nach Dehn Deh98 kann auf den optimalen Wassergehalt nur r ckschlie end nach erfolgten Druckfestigkeitstests geschlossen werden F r die Steinfertigung selbst ist vor allem eine hohe Gr nstandfestigkeit von gro em Interesse da die Mauersteine direkt nach der Herstellung und Verdichtung mittels einer Steinfertigungsmaschine Schockvibration Kuc03 aus der Schalung ausgeschalt und auf Brettunterlagen zur Hydratation in Nebelkammern transportiert werden Dies kann durch den
80. Zug Druck Druck Belastung 61 gt 0 gt 02 gt 03 e Zug Zug Druck Belastung 61 202 2 0 2 o3 e Zug Zug Zug Bereich 01 202 2 632 0 F r die Analyse der Versagenszust nde von einaxialen Druckpr fungen an Proben aus LAC ist besonders das dritte Bruchkriterium einer Zug Zug Druckbelastung von Interesse Das ist deshalb der Fall da sich die Proben bei den in Kapitel 5 1 und 5 2 vorgestellten Versuchen infolge von Querzugspannungen seitlich ausbauchen k nnen wohingegen sie in Belastungsrichtung unter Druckspannungen gestaucht werden Deshalb soll der analytisch funktionale Zusammenhang f r das dritte Bruchkriterium nachfolgend detaillierter betrachtet werden F r die formelm ige Darstellung der anderen Bruchzust nde wird auf die Literatur verwiesen ANS07 F r den zu betrachtenden Zug Zug Druck Bereich gilt der Zusammenhang F F 0 0 cl C 2 s s hf GI C 4 Durch Einf gen der beiden letzten Gleichungen in die Ausgangsbeziehung nach Gl C 2 und L sung des Gleichungssystems nach c f r das Versagen infolge Druckbelastung folgt O1 O3 failure J i al Gl C 5 C 3 FE Berechnungen zum Einfluss verschiedener Steifigkeiten im Steinquerschnitt A 35 Zur Beschreibung des Materialverhaltens unter mehraxialen Spannungszust nden z B infolge vorhandenen Endfl chenreibung durch die Lasteinleitungsplatten sind neben den einaxialen Druck und Zugfestigkeiten weitere Parameter zu definieren F r die einaxialen Grenzdru
81. Zulassungen f r die jeweilige Rohdichteklasse angegebenen bzw von den Herstellern deklarierten Bemessungswerte gegen bergestellt Dabei wird deutlich dass bereits die gemessenen W rmeleitf higkeiten im trockenen Zustand als thermische Basiswerte Ajoary die f r die 15 verschiedenen Mauersteintypen nach Zulassung oder Herstellerangaben deklarierten Bemessungswerte einschlie lich der Feuchtekorrektur im Durchschnitt f r alle Mauersteine um 7 berschreiten Deswegen bersteigt der aus diesen Basiswerten der W rmeleitf higkeit A oar berechnete Bemessungswert unter Ber cksichtigung des Einflusses der Feuchte und durch die Einstufung in die Rohdichteklassen nach DIN V 4108 4 2007 m Durchschnitt den nach den Zulassungen bzw Herstellerangaben deklarierten Wert um 28 Wird allerdings eine Einstufung gem der mittlerweile nicht mehr g ltigen aber zum Zeitpunkt der Zulassungserteilung f r viele Mauersteintypen geltenden DIN 4108 4 2004 vorgenommen ergibt sich eine geringere mittlere berschreitung der deklarierten Werte von 24 Dies kommt einer absoluten berschreitung der deklarierten Werte nach Zulassung von 0 02 bis 0 05 W mK gleich Bei Annahme einer Wanddicken von 30 cm f hrt dies praxisrelevant zu einer Erh hung der anzusetzenden W rmedurchgangskoeffizienten U m Bereich von 0 07 b s 0 2 W m K Tabelle 3 3 Quantitativer Vergleich der ermittelten W rmeleitf higkeiten unter Angabe der Standardabweichung der Messerg
82. Zusatz von z B Flugasche haupts chlich aber auch Betonzusatzmitteln und die Wahl der Mahlfeinheit des Zementes beeinflusst werden da eine sr ere spezifische Oberfl che zu einer schnelleren chemischen Erh rtung des Zementleims und einer erh hten Haftfestigkeit zwischen Zuschlag und Zementstein f hrt Die Druckfestigkeit und Rohdichte des Leichtbetons werden letztlich stark von der eingesetzten Leichtzuschlagsart und der Betonzusammensetzung bestimmt 2 1 3 Ausgangsstoffe f r Leichtbetone In DIN 1045 2 und DIN EN 206 1 sind die Anforderungen an die Ausgangsstoffe von Normal und Leichtbeton mit Verweisen auf die g ltigen Normen und Richtlinien zusammengefasst Die nachfolgende Tabelle gibt einen berblick ber die Ausgangsstoffe und ihren normativen Regelungen nach DIN EN 206 1 die auch f r Leichtbetone gelten 12 2 Theoretische Grundlagen Tabelle 2 1 Ausgangsstoffe von Leichtbetonen nach DIN EN 206 1 die auch im Rahmen der eigenen Untersuchungen genutzt werden Ausgangsstoffe Regelungen bzw Normen f r Ausgangsstoffe nach DIN EN 206 1 EN 197 1 Zement Teil 1 Zusammensetzung Anforderungen und Zement Konformit tskriterien von Normalzement Zusatzstoff EN 450 Flugasche f r Beton Definitionen Anforderungen und Flugasche G te berwachung EN 934 2 Zusatzmittel f r Beton M rtel und Einpre m rtel Zusatzmittel Teil 2 Betonzusatzmittel Definitionen und Anforderungen Zugabewasser EN 1008 Zugabewasser f r Bet
83. als sinusf rmiger Verlauf der Biegelinie beim Stabilit tsversagen gem den bekannten Ans tzen aus dem Beton und Mauerwerksbau nach Haller Hal69 Kritschig Kri91 sowie weiterentwickelt von Hegger Heg07 und J ger J g02 angenommen Die Kr mmung der biegebeanspruchten Innenl ngsstege in Lochsteinen mit Gitterstruktur kann unter der genannten Vorraussetzung der Bernoulli Hypothese durch die angenommene lineare Dehnungsverteilung im Querschnitt und die Querschnittsdicke t ausgedr ckt werden Dadurch ergibt sich ein direkter Zusammenhang zwischen der Dehnungsverteilung im Querschnitt und der Durchbiegung Wmax die der zus tzlichen Ausmitte Aen nach Theorie II Ordnung entspricht s Abbildung 6 10 Dieses Vorgehen w hlten auch Heg07 Sab06 und Gun00 Wegen der behinderten freien Querverformung und Verdrehung im Lasteinleitungsbereich der Druckplatten bei den Lochsteindruckversuchen wird wegen dem in diesem Bereich auftretenden mehrachsigen Spannungszustand durch die mit steigender Druckbelastung st rker wirkenden Reibspannungen in der 6 2 Modell zur analytischen Beschreibung der Lochsteinfestigkeit von W rmed mmsteinen 165 Kontaktzone eine Einspannwirkung angenommen vgl auch Kapitel 5 2 Optische Verformungs messungen zu Proben V2 S2 M affin zu x yu f sinu f Mia 2 dX ot IR dx Ku A SS q lo B Me KuB Mob r t h Stegdicke A Mua KuA LI rg y m Gazy Oszy ac q
84. auf den L ngsstegquerschnitt resultieren die zu Biegezugspannungen f hren Vermutet wird dass diese Biegezugspannungen die geringe Zugfestigkeit des LAC berschreiten und es infolge dessen zum Stabilit tsversagen des Tragsystems aus lotrechten Wandscheiben im Lochstein kommt Zur berpr fung eines m glichen verst rkten Schlankheitseinflusses der L ngsinnenstege wegen der experimentell zu beobachtenden L ngsrissbildung im Querstegbereich wird in einem ersten Schritt eine konische Wandscheibe auf Basis von plastischen finiten Elementen mit multilinearem plastischem Materialansatz simuliert Die Lasteinleitung erfolgt dabei bei allen nachfolgend vorgestellten Berechnungen zu einer einzelnen Wandscheibe zentrisch ber Lastverteilungsbalken aus Stahl die ber Haftreibung Kontaktelemente mit der Probe verbunden sind Wird zur Absch tzung dieser Berechungsergebnisse wieder die Auswertung ber die Safety Margin herangezogen vgl Abbildung C 21 ist zu erkennen dass e die Querverformungen bis zum letzten Lastschritt mittlere Bruchlast aus den Versuchen nach Kapitel 5 2 3 symmetrisch zur vertikalen Symmetrieachse bleiben da die Wandscheibe zentrisch belastet wird Zudem k nnen in diesem FE Modell keine physikalischen Nichtlinearit ten auf Materialseite infolge des Ausfalls von Elementsteifigkeiten bzw Rissbildung simuliert werden e die Sicherheitsreserven Safety Margin gegen ein Querzugversagen des Materials im querdehnung
85. bleiben nach dieser Richtlinie unverm rtelt und werden knirsch aneinander gesto en Deshalb wird durch dieses Verfahren nicht direkt die W rmeleitf higkeit eines aus Steinen und M rtel bestehenden Wandausschnitts sondern nur die W rmeleitf higkeit der Mauersteine selbst bestimmt Spitzners Untersuchungen an W rmed mmziegeln zeigten damals w hrend seiner Forschungst tigkeit eine gute Korrelation der Messergebnisse zwischen Wand und Halbsteinmessung und er fand heraus dass der Einfluss der Lagerfugen f r den blicherweise verwendeten Leichtm rtel LM 21 und D nnbettm rtel gering und damit vernachl ssigbar sei Sp101 Sto und Lagerfugen unverm rtelt kee 500 Gg ze h 238 mm o 249 mm h 238 mm o 249 mm 490 mm o 500 mm 365 mm o 373 mm Abbildung 3 2 Anordnung der Lager und Sto fugen des Steinprobek rpers zur Messung der W rmeleitf higkeit nach der DIBt Richtlinie DIBt03 Allerdings spiegelt auch die Marktstudie wider dass im aktuell sehr stark umk mpften Mauerwerkssektor mit neuen Mauersteinprodukten mit deklarierten W rmeleitf higkeiten von bis zu 0 07 W mK nat rlich der Einfluss der Fugen prozentual auf die zu messenden W rmeleitf higkeit des Mauerwerks zunimmt Der Einfluss von Normalfugen mit Dicken von 1 bis 1 2 cm ist aufgrund der gr eren Differenz der W rmeleitf higkeit von Fugenmaterial zum Mauerstein selbst nun nicht mehr vernachl ssigbar da sonst die quivalenten W rmeleit
86. bzw kleinformatige Wandscheiben unterschiedlicher Rohdichte und damit Festigkeit betrachtet werden werden die Nettosteindruckfestigkeitswerte auf den jeweiligen Mittelwert von aus den Lochsteinen herausgetrennten Wandscheiben der Abmessungen 80 x 80 mm als ersatzweise Materialfestigkeit bezogen Der Vergleich zeigt dass sich der bezogene Festigkeitswert f r die gesamten Lochsteine ohne Querstege QI der empirisch ermittelten Trendlinie zum Einfluss der Schlankheit auf die Druckfestigkeit f r die untersuchten LAC Wandscheiben der Versuche VI Vollstein und V2 Lochstein nach Kapitel 5 1 ann hert Dabei wird als ma gebender mechanischer Schlankheitsgrad f r die Lochsteine die Schlankheit eines einzelnen L ngsinnensteges im Stein angesetzt Folglich kann auch durch diesen Vergleich nachvollzogen werden dass die vertikalen L ngsstege gerade nach dem 5 3 Fazit der experimentellen Untersuchungen 123 initialen Versagen der Querstege durch Aufspalten in diesem Bereich ma gebend f r den Lastabtrag in Lochsteinen bis zum Erreichen der Bruchlast im normat ven Druckversuch sind Empirisch ermittelte Trendlinie aus Steinscheibenversuche nach Abb 5 17 0 8 A N1 Referenzlochstein mit Querstegen Vbl SW 20 DF A Q1 Referenzlochstein ohne Querstege 06 Vbl SW 20 DF Block E Marktstudie oo CF e aus den jeweiligen Lochsteinen Block E einzelne Innenstegscheibe 0 4 Block K Marktstudie
87. cm bei gleicher H he A 39 7 Damit liegen die gepr ften kleinformatigen Wandscheiben aus Voll und Lochsteinen Innenstegen f r H hen von 175 mm T2 und 238 mm T3 bei den vorhandenen Scheibendicken von ca 20 bis 22 mm genau in diesem Bereich f Zomm Luet teg MO KA WU ED CH Din Binoquiexn jo DORE antar Abbildung 5 18 Bruchfiguren von ausgew hlten kleinformatigen Leichtbetonwandscheiben unter zentrischem Druck 118 5 Untersuchungen zum Gr en und Schlankheitseffekt auf die resultierende Festigkeit Von jeder Pr fserie T2 und T3 der H hen 175 und 238 mm wurden zudem genauso wie f r die Proben der Testreihe T1 mit 80 x 80 mm immer zwei bis drei Proben optisch vermessen wobei das Bruchverhalten insgesamt f r die jeweils 10 untersuchten Einzelproben stark varnerte Beobachtet wurden Schub Spalt und Keilbr che aber auch teilweise trotz zentrischer Belastung e n klassisches seitliches mittiges Ausbiegen der Proben wie dies von klassischen Knickfiguren von unbewehrten Wandscheiben aus dem Mauerwerks und Betonbau bekannt ist vgl Kap tel 2 Ausgew hlte Bilder der gebrochenen Proben mit den typischen Bruchformen des Spalt Keil und Schubbruchs s nd hierzu in der Abbildung 5 18 und die der optischen Vermessung in Anhang C dargestellt F r die gr eren Schlankheiten der Serien VI und V2 kann zudem prinzipiell ein hnliches Stauchungsph nomen wie f r die 80x80 mm Proben ohne Schlankheitseffekte beobach
88. der Fakult t f r Naturwissenschaften Technologie und Kommunikation der Universit t Luxemburg im Rahmen eines Forschungsprojektes namens ITM Recherche sur l isolation thermique d un mur ext rieur par des blocs en b ton l ger zur Entwicklung hybrider W rmed mmsteine Dem Firmenkooperationspartner Chaux de Contern S A der Groupe Eurob ton m chte ich f r die Erlaubnis der Durchf hrung von Gro versuchen im Werk und f r die finanzielle Unterst tzung danken Frau Professorin Dr Ing Waldmann gilt mein besonderer Dank f r die Betreuung dieser Arbeit Ihre konstruktiven wertvollen Anregungen sowie gro z gige Unterst tzung und Diskussionen eingebettet in einem angenehmen Arbeitsklima haben ma geblich zum Gelingen der Arbeit beigetragen Ebenso m chte ich mich bei den Professoren Herrn Dr Ing Z rbes und Herrn Dr Ing Maas f r ihr Interesse und die fach bergreifende interdisziplin re Begleitung der Arbeit herzlich bedanken Herzlich danken m chte ich auch Herrn Prof Dr Ing Thienel von der Universit t der Bundeswehr M nchen und Herrn Prof Dr Ing Gehlen von der Technischen Universit t M nchen f r Ihr Interesse an der Forschungst tigkeit und f r die bernahme des Koreferates Des Weiteren m chte ich auch gerne Herrn Prof Dr rer nat Heinrich von der Technischen Universit t Kaiserslautern f r seine anf ngliche Unterst tzung in bauphysikalischen Fragestellungen danken Mein au erordentlicher Dank gilt
89. der Trockenrohdichte nach DIN EN 1520 2007 10 f r W nde und Pfeiler Der Bemessungswert der aufnehmbaren L ngsdruckkraft Noa f r als zentrisch belastet angesehene Querschnitte bestimmt sich nach DIN EN 1520 wie folgt Na k a fu he h 2e EEE SHE 1 Sc JN E m l cm C Gl 2 9 Mit a 0 8 Beiwert zur Ber cksichtigung von Langzeit Einfl ssen fea Bemessungswert der Druckfestigkeit des LAC LA charakt Druckfestigkeit von LAC lo Knickl nge des Bauteils lc Tr gheitsradius der Druckzone des Querschnitts i L A LS wirksame horizontale L nge des Querschnitts qu Breite b nach Theorie I Ord bestimmte Exzentrizit t e o ea Wobei k einen sogenannten Knickbeiwert nach DIN EN 1520 darstellt 2 2 Tragverhalten von W nden aus Mauerwerk und unbewehrten Betonen 33 2 2 1 2 Knicksicherheit von Mauerwerk nach EC 6 bzw DIN 1053 100 Die nachfolgend betrachtete DIN EN 1053 100 basiert auf einem semiprobabilistischen S cherheitskonzept vgl Brau07 Unterschieden wird zur Bemessung im Mauerwerksbau grunds tzlich zwischen einem vereinfachten und genaueren Nachweisverfahren Zur Absch tzung der Traglastminderung nach Theorie II Ordnung wird im Gegensatz zur DIN 1045 1 in DIN 1053 100 nach dem vereinfachten Verfahren keine Geraden sondern eine Parabelfunktion angegeben Dieser Ansatz ist identisch mit dem vereinfachten Verfahren der Europ ischen Norm Eurocode 6 Teil 3 Geringf gige Differenzen bestehen le
90. die D mmstoffdicke D mmstoffart W rmeleitgruppe WLG und die Gesamtwanddicke Unter den einzelnen Varianten werden zudem die Leichtbetone und Wanddicken f r den tragenden Teil ver ndert Dadurch resultieren Mauersteine f r verschiedene Druckfestigkeitsklassen und demzufolge f r unterschiedliche Einsatzbereiche von z B der Verwendung im Ein oder Zweifamilienhaus bis hin zum Geschosswohnungsbau Die Matrizen sollen infolge der Entwurfsberechnungen Anhaltswerte f r die zu erwartenden U Werte f r Mauersteine dieses Typs liefern Exemplarisch sind vergleichend die Auswahlmatrizen f r die berechneten Varianten 3 und 4 der Verbund und Sandwichkonstruktion dargestellt Die Auswahlmatrizen f r die Entwurfsvarianten 1 und 2 zu den jeweiligen Verbund bzw Sandwichkonstruktionen sind dem Anhang E zu entnehmen Eine Gesamt bersicht der Berechnungsergebnisse f r alle untersuchten Varianten liefert die Abbildung 7 16 In dem Diagramm kann der resultierende U Wert f r alle untersuchten Varianten in Abh ngigkeit der D mmstoffdicke in den Prototypen praxisgerecht abgelesen werden Die Kurven deuten anhand der farblichen Gestaltung die Tragschalendicke und die Trockenrohdichte der zugrundeliegenden LAC s an Die D mmstoffg te wird bei den berechneten Daten durch die Darstellungsart der Kurve angezeigt gestrichelt bzw durchg ngig usw Bei der Betrachtung wird deutlich dass vor allem die D mmstoffdicke und g te ma gebend f r den resultiere
91. die Ermittlung der inneren Druckkr fte ist die Kenntnis der Dehnungsebene Entstehende Zugkr fte werden f r die in dieser Arbeit zu betrachtenden LAC Querschnitte wegen der geringen Zugfestigkeit des Materials vernachl ssigt Somit st zwischen berdr ckten ungerissen Querschnitten mit Nulllinie au erhalb des Querschnitts und gerissenen Querschnitten mit Nulllinie im Steg bzw Wandquerschnitt zu unterscheiden Aufgrund des nichtlinearen Materialgesetzes Parabel Rechteck Diagramm lassen sich die inneren Gleichgewichtsbedingungen nicht geschlossen sonder nur iterativ berechnen Dabei wird eine vorgegebene Dehnungsebene solange variiert bis bei gegebener Normalkraft infolge u erer Belastung das maximale Moment erreicht st Mittels des Parabel Rechteck Diagramms nach Gl 2 17 k nnen ar und k in Abh ngigkeit der Randdehungen angegeben werden Nach Z1106 k nnen zudem vollst ndig berdr ckte Querschnitte vereinfacht durch Subtraktion zweier resultierender Kr fte F und Fa mit Hilfe der d mensionslosen Kenngr en ar und k erfasst werden Dies ist in Abbildung 2 25 rechts oben dargestellt az Fo Fc KD NT aR2 fe off N 1 fe __ Starr plastische a ka xX Spannungsblock wl E ch e Fc N ko gt L Sc ei E k SCT ar f Nichtlineare SDL Sek i 1 lt ko lt E e Du BE io Wa Zei E E1cu 4 o n Elge x x D amp c2 Got ctu D pp yo Z 0 E Nullinie im Nullini
92. die Lastplatten ber Kontaktelemente mit Reibkoeffizienten von 0 4 zum Betonk rper verbunden Wegen der neueren S mulationsumgebung konnten allerdings andere Kontaktformulierungen verwendet werden so dass mit einer ausreichenden numerischen Stabilit t auch ein kraftgeregelter Versuch s muliert werden konnte Allerdings haben diese finiten Elemente kein Bruchmodell f r Beton implementiert wodurch 5 4 FE Berechnungen zum Einfluss verschiedener Steifigkeiten im Steinquerschnitt 139 keine Risse durch Ausfall von Elementsteifigkeiten simuliert werden k nnen Die Berechnungs ergebnisse an einem plastischen FE Modell mit ber die H he konischen Stegen und die zuvor schon pr sentierten nichtlinearen Berechnungsergebnisse werden in Abbildung 5 45 den an zwei Proben des Typs S1 mittels optischen Mess Systems real erfassten Traglastkurven gegen bergestellt HODAL SOLUTION 1 TIME 14 TIHE 14 PEN CONTSFAI LANG d SS E DH 0146554 RESTES DMX 014654 EN wi DES SMN 001451 EHX 2 0 Abbildung 5 43 Reibspannungsverteilung in der Kontaktfuge nach dem Coulomb Friction Modell links und ungleichf rmige Kontaktspannungsverteilung on normal zur Kontaktfl che rechts bei 50 der u eren gleichm ig verteilten maximalen exp Belastung Abbildung 5 44 L ngsrisse ber Probenh he im Bereich der Querstege nach erfolgten Druckversuchen f r den Pr fk rper S1 Der Vergleich verdeutlicht dass e die experimentell gemessenen
93. die Mauersteine bis zu einer Wanddicke von 30cm nicht halbiert und im Einplattenverfahren statt im Zweiplattenverfahren mit Einfluss der Lagerfugen aus LM 21 gemessen werden Der Vergleich mit der externen Kontrollpr fung an Mauersteinen von der gleichen Palette verdeutlicht aber dass die Messresultate fast identisch sind obwohl bei der externen Pr fung die klassische Halbsteinmessung durchgef hrt und zum Abgleichen der Steinoberfl chen Gips statt wie in Luxemburg selbstnivellierender M rtel verwendet wurde Nur die gemessenen Trockenrohdichten weisen eine geringe Schwankungsbreite auf die jedoch mit den gemessenen W rmeleitf higkeiten korrelieren Zus tzlich wird auch die h here Tendenz der vorhandenen Rohdichten und W rmeleitf higkeiten in der laufenden Produktion von Mauersteinen gegen ber den deklarierten Kennwerten widergespiegelt Die Messergebnisse stimmen im Gesamtbild sehr gut berein so dass die externen Kontrollmessungen die internen Pr fungen an der Universit t Luxemburg best tigen 54 3 Stand der Technik Marktstudie 3 5 Pr fung der Mauersteindruckfestigkeit Bis auf einen finnischen und franz sischen Mauersteintypen weisen alle anderen innerhalb der Marktstudie untersuchten Mauersteine deutsche Zulassungen auf Deshalb wurden die Mauersteine f r den Drucktest einheitlich nach der deutschen Normung vorbereitet sofern in den jeweiligen Zulassungen der Steine keine anderen Einschr nkungen gemacht werden Das in d
94. eines Lochsteinausschnittes mit 2 Luftkammern namens E S1 Als Materialdruckfestigkeit fe werden zur analytischen Berechnung der Lochsteintragf higkeit gem den Herleitungen in Kapitel 6 2 2 die getesteten Druckfestigkeiten an aus Innenstegen geschnittenen Steinscheiben der H he 80 mm angesetzt vgl Abbildung 6 14 unten f r Block E Dies geschieht in Ermangelung von vorliegenden Vollsteinen bzw W rfelproben mit 150 mm Kantenl nge die f r die Lochsteine der Marktstudie nicht aus demselben Beton und Produktionscharge wie f r die eigenen Versuche der Serien V1 und V2 gewonnen werden k nnen Allerdings zeigte die Gegen berstellung der W rfel bzw Vollsteinfestigkeit zu den Scheibenversuchen aus Innenstegen mit einer H he von 80 mm f r die eigenen Vergleichsuntersuchungen in Kapitel 5 2 eine gute bereinstimmung der Testresultate Umrechnungsfaktor 1 0 Ein Einfluss der Schlankheit f r Innenstegscheiben mit getesteten H hen von 80 mm Serie T1 wird folglich ausgeschlossen Auch zeigte sich f r Innenstege aus Lochsteinen der Markstudie auf Basis von anderen LAC Betonen mit verschiedenen Bims und Bl htonzuschlagen ein hnliches Abh ngigkeitsverh ltnis von mechanischer Schlankheit A hofi zur Druckfestigkeit wie dies ebenfalls f r die eigenen Testreihen an Steinscheiben aus den Voll und Lochsteinen der Serien VI und V2 festgestellt wurde s Abbildung 6 14 unten Dabei wurden wiederum Innenstegscheiben mit einer konstanten B
95. geringeren Verdichtungsintensit t und anderen Mischern im Labor geringf gig niedrigeren Rohdichten bei deutlich niedrigeren Festigkeiten resultieren Wegen des h heren Rohstoffpreises wurde nach R cksprache mit dem Kooperationswerk deshalb auch keine Bl hglasrezeptur n der Fertigung erprobt Allerdings zeigt die labortechnische Entwicklung dass sich mit Bl hglas sehr gut Rohdichten von ca 500 kg m und bei weiterer Optimierung darunter erreichen lassen Wegen der Saugf higkeit der Bl hglaszuschl ge st aber bei diesen Rezepturen besonders auf die Zuschlagfeuchte und das Zugabewasser w hrend der Herstellung zu achten Ein besonders gutes Verh ltnis von Rohdichte W rmeleitf higkeit Druckfestigkeit und Preis im Vergleich zur Basisrezeptur im Werk PO weisen aber bereits die f r den Gro versuch ausgew hlten Mischungsrezepturen Al A2 und M2 f r den unteren Rohdichtebereich auf insbesondere wenn der wirtschaftliche Aspekt im Vordergrund steht So ist die Mischungsrezeptur A2 um 15 g nstiger als die Basisrezeptur PO bei fast identischer Rohdichte und einer deutlich h heren W rfeldruckfestigkeit F r den h heren Rohdichtebereich gt 1100 kg m wurden die Mischungsrezepturen MS 1 bis MS 3 gezielt mit lokal vorkommenden Normalzuschl gen bzw Leichtzuschl gen mit geringeren Transportwegen m Labor entwickelt und jeweils direkt in der Produktionsstra e des kooperierenden Fertigteilwerkes an die maschinelle Produktion angepasst
96. gesteigert werden Allerdings steigt dadurch wie zu erwarten auch deutlich die mittlere Druckfestigkeit nach 28 Tagen der gepr ften Vollsteine der Abmessungen 17 5 x 17 5 x 49 cm durch das zus tzliche St tzkorn in der LAC Gef gestruktur Getestet wurden pro Pr fserie 3 Vollsteine nach 28 Tagen Die Ergebnisse s nd in der nachfolgenden Tabelle dargestellt A 12 B Anhang Leichtbetonentwicklung Tabelle B 1 Einfluss der Senkung der Rohdichte durch Reduktion des Leichtsandes 0 2 Rezeptur Produktions Nr Trockenrohdichte Steindruckfestigkeit kg m N mm Mittelwerte Pr fserie Mittelwerte Pr fserie Basisrezeptur PO PO V1 Versuch 2 Ausgehend von der Basisrezeptur PO aus der Versuchsreihe 1 im Produktionsversuch wurde das verwendete Flie mittel FM der Basisrezeptur durch einen Stabilisierer in fl ssiger Form volumetrisch im Verh ltnis 1 1 4 ausgetauscht Stabilisierer ST als Betonzusatzmittel k nnen die Frischbetonkonsistenz g nstig beeinflussen indem die Zementleimverteilung im Gef ge homogenisiert und Entmischungen bei gleichen Verarbeitungseigenschaften vermieden werden Durch ein homogeneres Gef ge bei fast gleicher Rohdichte kann der Lastabtrag im LAC g nstig beeinflusst werden so dass z B die Grobzuschl ge gleichm ig mit Zementleim zur punktf rmigen Verkittung umh llt sind und Spannungsspitzen im Gef ge vermieden werden Zus tzlich wurde der Leichtsandgehalt 0 2 von 460 mr f r die Rezeptur PO au
97. gute Salzbest ndigkeit der Au enschale aufwiesen Im Zuge dieses Erfolgs fand der 2 1 Kenntnisstand ber haufwerksporigen Leichtbeton LAC 7 Leichtbeton in den USA auch Einzug im konstruktiven Ingenieurbau wodurch einige Hochh user und Br cken mit Leichtbetonelementen erbaut wurden In Europa wurden die ersten wirklich gro en Leichtbetonprojekte erst in den 20 er und oU er Jahren errichtet vgl Fau03 Arn86 In Deutschland wurden gr ere Projekte aus gef gedichten Leichtbetonen erst in den 70 er Jahren realisiert vgl Abbildung 2 1 Deshalb wurde diese Art der Leichtbetone in der Vergangenheit Gegenstand von Forschungsprojekten wodurch ihre Materialeigenschaften mittlerweile zwar genauer bekannt sind jedoch trotz aller Bem hungen immer noch Fragen zur Festlegung bestimmter Materialkennwerte offen sind und weiterhin Forschungsbedarf wie dies auch im FIB Bulletin 8 FIB00 dokumentiert ist besteht Erst Ende der 1990 er Jahren wurde zu diesem Thema auf europ ischer Ebene eine Arbeitsgruppe das sogenannte EuroLightCon Projekt ins Leben gerufen das zur Aufgabe hatte verl ssliche und effektive Bemessungs und Konstruktionsregeln f r konstruktiven Leichtbeton zu entwickeln Abbildung 2 1 Anwendungen von Leichtbetonen in der Antike und heutzutage von links Kuppel des Pantheons in Rom Fer93 K ln Deutzer Br cke mit Hohlkastenquerschnitt aus Stahl und Leichtbeton linker Erweiterungsquerschnitt F c01 Zur glei
98. henpassstein DENE 3 25 cm aus VBL iR 250 Si 130 bzw L o S 175 3 SE LI S S Q Gewebespachtelung und Deckputz DEE amp RX Q XI N Abbildung E 3 Dach und Deckenrandauflagerung mittels mit Ortbeton zu verf llender Formelemente aus EPS und Fertigteilen aus LAC links EPS Randabschalung mit LAC Vorsatzschale und Ortbetonerg nzung f r Sandwichkonstruktion rechts Deckenrand und Ringankerabschalung aus EPS Formelementen mit vertikalem Versatz in der D mmstofflage entsprechend dem Universalstein des Verbundsteins Typ 2 E 1 Ausgew hlte Anschlussdetails A 61 Nachweis bei zentrischer und exzentrischer Druckbeanspruchung nach dem genaueren Verfahren Knicksicherheitsnachweis DIN 1053 100 Ermittlung der Eingangswerte Baustoffauswahl Baustoffkennwerte s Kap 4 f r LAC Bauteilabmessungen Belastung Fl chentr gheitsmoment z B f r Sandwich und Verbundprototypen Vbl 12 MG NM Il mit fx 3 7 N mm Schnittgr enermittlung Vereinfachte Ermittlung der Knotenmomente 5 Regel oder genauere Ermittlung s Abschnitt 9 2 DIN 1053 100 An Bestimmung der Bemessungswerte Neg und Mea Nachweis der Teilfl chenpressung Allgemein Nea 1 35 Nek 1 5 Nak Wandhalterung Knickl ngen von W nden Bestimmung des Vergr erungsfaktors o f r die aufnehmbare Teilfl chenpressung i Ansatz von o m glich wenn gilt A4 lt Ze f r e lt d 6 Abminderungsfaktor der Knickl
99. hergestellten Vollsteinen betr gt die Druckfestigkeitsminderung der Lochsteine f r den ersten Produktionstag im Mittel ca A 50 wenn entsprechend der Steinnormung z B DIN V 18152 100 die Bruttosteinfl che zur Auswertung herangezogen wird Da allerdings die effektiven Festigkeitsverluste durch eine Lochung der Steine im Vergleich zur Materialfestigkeit bewertet werden sollen sind auch die Festigkeitsverluste f r beide Testserien bezogen auf Aveto tragende Querschnittsfl che des LAC ohne Lochung angegeben Dadurch betr gt der Festigkeitsverlust f r die Lochstein Serie V2 m Vergleich zum Vollstein z B immer noch 33 4 bezogen auf die mittlere Vollsteinfestigkeit der Serie V1 f r den 1 Produktionsversuch 7 00 rz Versuchsserie V1 Versuchsserie V2 E Mauersteindruckfestigkeit bzg auf Bruttofl che 6 00 E Mauersteindruckfestigkeit bzg auf Anetto ABA Netto mittel 33 4 A Bnetto 30 4 O1 Q O A Bnetto 36 4 4 00 EA Perutto 47 5 A Berutto 52 5 3 00 2 00 Steindruckfestigkeit N mm V1 Nr 1 vollstem V2 Nr 1 Lochstein V2 Nr 2 Lochstein 1 1 Produktionsversuch Abbildung 5 1 Vergleich von Loch zu Vollstein Normdruckfestigkeiten Bp st Formfaktor 1 0 der jeweils gleichen Mischungsrezeptur und Produktionstag Lochsteinfestigkeit bezogen auf Brutto DIN V 18152 DIN EN 771 3 amp Nettoquerschnittsfl che
100. im Vergleich zur Druckfestigkeit auf Bei Normalbeton wird allgemein als Faustregel angenommen dass die Zugfestigkeit 1 10 der Druckfestigkeit betr gt F r das Versagen im Druckversuch an kompakten Probek rpergeometrien wie W rfeln Vollsteinen und Zylindern ist die Zugfestigkeit des Betons ma gebend weil der Beton 1 d R aufgrund von Querzugspannungen versagt Die Querzugspannungen bilden sich aufgrund des Lastabtrags im Betongef ge ber die Zuschl ge parallel zur Belastungsrichtung in Folge von Querdehnungen des Materials im ungest rten Bereich au erhalb der Lasteinleitungsplatten aus Dies wird auch im Schema zum Lastabtrag in der Gef gestruktur von LAC nach Sagmeister Sag99 Abbildung 2 16 sichtbar Da in der aktuellen Normung wie in Kapitel 2 1 5 beschrieben f r haufwerksporigen Leichtbetone weder eine Regelung zur Durchf hrung von zentrischen Zugversuchen noch empirische Ans tze zur direkten Bestimmung der zentrischen Zugfestigkeit existieren wurde die normativ f r LAC festgelegte Biegezugfestigkeit an Balken und kleinformatigen Prismen experimentell bestimmt F r LAC ist praxisrelevant die Biegezugfestigkeit genormt da diese generell h her als die zentrische Zugfestigkeit von Betonen ist und f r die Beurteilung des Tragverhaltens von unbewehrten Wandscheiben aus LAC herangezogen wird vgl Kapitel 2 2 Zu diesen weiterf hrenden Tests wurden allerdings nur diejenigen Mischungsrezepturen ausgew hlt die f r die Prototyp
101. ist der nachfolgenden Tabelle 5 5 zu entnehmen Die Steinausschnitte S2 mit 3 Luftkammerreihen weisen wie von der 3D Steinzeichnung erkennbar eine gr ere Nettosteinquerschnittsfl che auf als die Proben S1 mit einer Luftreihe Der Quersteganteil sowie die L ngenabmessungen L mm der Ausschnitte wurden bewusst ann hernd gleich gew hlt um einen repr sentativen experimentellen Vergleich zum Einfluss der vorhandenen Querstegverbindungen auf die Druckfestigkeit zu erhalten Der Quersteganteil betr gt deshalb f r die Probe SI mit 3 Querstegen ca 5 4 bezogen auf Axyxeto der lastabtragenden Stege aus LAC wohingegen die Quersteganteile f r den Ausschnitt S2 mit ca 6 4 und dem gesamten Lochstein mit ca 6 3 ungef hr gleich gro sind Abweichungen k nnen sich real durch den Formgebungs und Bef llungsprozess der Lochsteine w hrend der Herstellung ergeben Neben dem bereits diskutierten Einfluss der Schlankheit Querschnittsdicke bzw Volumen auf die Druckfestigkeit kann durch die Versuche zu den Probenserien V2 S1 und S2 im Vergleich zu den Versuchen an gleich hohen einzelnen Innenstegen aus Lochsteinen V2 T3 22 auch ein festigkeitsmindernder Einfluss der Querstegverbindungen festgestellt werden Abbildung 5 20 Zu 5 2 Bestimmung der Traglast kleinformatiger Wandscheiben vs Lochsteinfestigkeit 119 vermuten ist dass die Querstege aufgrund der Art der Bef llung der Schalung im Werk weniger gleichm ig verdichtet sind weil das
102. mehr erreicht wird Auch durch eine automatische sukzessive Verfeinerung der Lastschrittweite zur Steuerung der Konvergenz und durch entsprechende adaptive Algorithmen Line Search Algorithm Cad06 konnte keine weitere Lastschrittsteigerung errechnet werden Allerdings st das Berechnungsergebnis auch anhand der realen Versuchsergebnisse an 238 mm hohen Wandscheiben nachvollziehbar Dort betrug im Mittel die getestete Druckspannung 4 95 N mm Abbildung 5 16 und liegt somit noch knapp unter der numerisch berechneten Druckfestigkeit der Wandscheibe Die Abbildung 5 46 zeigt nachfolgend exemplarisch die berechneten Hauptspannungen 6 die weitestgehend dem Berechnungsergebnis der Spannungen in y Richtung entsprechen Zus tzlich 1st die symmetrische Rissentwicklung im letzten konvergierten Lastschritt dargestellt Im wirklichen 142 5 Untersuchungen zum Gr en und Schlankheitseffekt auf die resultierende Festigkeit Wanddruckversuch ist auch ein Versagen der auflagernahen LAC Bereiche besonders durch das Zerrei en der Leichtzuschl ge zu beobachten Dies f hrt dann verst rkt zu Lastexzentrizit ten der lotrechten u eren Belastung im Querschnitt so dass ein seitliches Ausknicken der Probe durch erh hte Biegezugspannungen m glich wird Um das zuvor beschriebene reale Bruchverhalten auch in einer FE Berechnung nachvollziehen zu k nnen m ssen praktisch die Kontaktelemente m Verbundbereich zwischen Lasteinleitungsplatten und Betonpro
103. mit der Steganzahl zu 360 5 kN Getestet wurde innerhalb der Marktstudie f r die Lochsteine der Serie E eine mittlere Bruchlast f r eine Pr fserie von 6 Steinen von 371 3 KN Tabelle 6 6 Berechnung der Momente nach Theorie Il Ordnung zur Bestimmung der Biegetragf higkeit der Innenstege des Lochsteins E aus der Marktstudie Schritt i KuB Ku A Wi Wirt AM Mu Auen M va MATT DOSEN mm mm mm mm Nmm Nmm 0 0 00 10 86 3 0 53 4 0 13 5 0 03 6 0 01 7 0 00 Mit e Naam 46578 N gt NL fet b 1 2en t 45067 N kann somit keine ausreichende Tragf higkeit der L ngsstege infolge der Stabverformungen nach Theorie II Ordnung mehr nachgewiesen werden wodurch es real zu einem Stabilit tsversagen kommt e Des Weiteren kann nachgewiesen werden dass es infolge des Zusammenwirkens von lotrechter Beanspruchung und Biegezugsspannungen durch die zunehmende Verformung der Stegachse im Endzustand zu Randspannungen kommt die die Materialdruck und Zugfestigkeit nach Gl 6 11 und Gl 6 12 berschreiten Bei Annahme einer Materialdruckfestigkeit von f amp m 3 85 N mm und einer Biegezugfestigkeit f n 0 57 N mm des Bimsleichtbetons unter Ber cksichtigung des Ma stabeffektes nach Kapitel 5 1 sowie der berechneten Momente infolge Theorie II Ordnung k nnen f r den Druckrandbereich des auf Biegung belasteten L ngsstegs eine maximal ertragbare Drucknormalkraft von N pmax 39423 N und eine Zugnormalkraft f r den Einzugsbereich im
104. mittleren Achsabstand der Querstege a Lacx von N zmax 3603 N zur ckgerechnet werden 174 6 Modell zur analytischen Beschreibung der Lochsteinfestigkeit 6 4 Fazit zum analytischen Bemessungsmodell Als Fazit l sst sich aus diesen weiteren Untersuchungen ableiten dass das Verhalten der aus den Lochsteinstegen geschnitten Wandscheiben hnlich zu den Materialverhalten der Wandscheiben aus dem Referenzlochstein V2 ist Die Druckfestigkeit sinkt ebenfalls mit Zunahme des mechanischen Schlankheitsgrades A hy i von 8 bis max 36 deutlich ab auch die experimentell festgestellte Nettosteindruckfestigkeit m Mittel um ca 10 geringer ist als die von gleichhohen einzelnen Wandscheibe f r beide untersuchten Steine E und K Zus tzlich liegt die Nettodruckfestigkeit des Lochsteinausschnittes E ST noch einmal 16 unterhalb der Nettodruckfestigkeit des gesamten Lochsteins E vgl Abbildung 6 14 Dies ist ebenfalls hnlich dem Verhalten welches in Kap 5 2 4 f r den eigens produzierten Referenzlochstein V2 festgestellt wurde ein Stabilit tsversagen der L ngsstege nach dem Aufspalten der Querstege ber die M Beziehungen berechnet werden kann Unter Berechnung der Biegemomente nach Theorie I Ordnung und Aufl sen des Bemessungsansatzes nach der max m glichen Auflast N gem Gl 6 11 und Gl 6 12 kann gezeigt werden dass auf der Biegezugseite der schlanken Innenstege die einwirkende Normalkraft unter Annahme einer gleichf rmigen Belas
105. nale Block K einzelne Innenstegscheiben rel Druckfestigkeit bzg auf Steinscheiben 80x80 mm Trendlinie aus Steinscheibenversuchen 0 0 00 10 00 20 00 30 00 40 00 50 00 Schlankheit einzelner Innenl ngsstege im Lochstein Aha Abbildung 5 26 Einfluss der Schlankheit der einzelnen Innenl ngsstege in Lochsteinen auf die resultierende bezogene Druckfestigkeit der Lochsteine gegen ber einzelnen getesteten Wandscheiben gleicher Schlankheit ohne Einfluss von Querstegen 5 3 Fazit der experimentellen Untersuchungen F r den Vergleich von unterschiedlichen Pr fk rperformaten von kompakten Standardproben wie W rfeln Vollsteinen und Zylindern Kapitel 5 1 l sst sich f r die untersuchten LAC Betone festhalten dass die diskutierten Gr eneffekte f r W rfelproben der bezogenen Schlankheit A 1 mit Kantenl ngen zwischen 100 und 200 mm im Mittel 5 betragen so dass die Druckfestigkeit mit steigendem Volumen gem dem Weibull Modell Wol08 Alb67 sinkt Dies wird mit der Zunahme der statistischen Wahrscheinlichkeit des Auftretens von Fehlstellen im Gef ge begr ndet Jedoch ist die Druckfestigkeit von Vollsteinen des Formates 175x175x490 mm3 gleich der W rfeldruckfestigkeit Dies kann darauf zur ckgef hrt werden dass es zu einer stabilisierenden Wirkung durch die ver nderten Schlankheitsbedingungen von W rfelform zur Mauersteinform kommt In der Literatur wird diese stabilisierende Wirkung auch als L ng
106. nge 0 75 lt B lt 1 0 gt Knickl nge hk vgl Abschnitt 9 7 2 DIN 1053 100 oder 5 5 1 2 f r EC 6 Mit Zul ssige Schlankheit au Abstand der Teilfl che zum n chsten freien Rand hud lt 25 DIN 1053 100 L L nge der Teilfl chen in L ngsrichtung bzw hey ter lt 27 EC 6 Abschnitt 5 5 1 4 A Ermittlung der Abminderungsfaktoren e 1 2e b bei vorwiegend biegebeanspruchten W nden b L nge der Windscheibe bei Scheibenbeanspruchung oder j b d Wanddicke bei Plattenbeanspruchung Nachweis eo Mea Nea 1 2 e d Abminderungsfaktoren bei geschosshohen W nden am Wandkopf und Wandfu Nra a fa A1 2 Nea Faa Oia Aug amp o u MEoud NE ou gt 0 05 d Abminderungsfaktor in Wandmitte halber Geschossh he Dm 1 14 1 2em d 0 024 h d lt 1 2em d mit Em emotemk Mema Nema Ca Cmk Ca 450 Ermittlung der aufnehmbaren Normalkr fte No Du Alta und No DmArtg Abbildung E 4 Flie schema zu den statischen Nachweisen unter Druckbeanspruchung nach DIN 1053 100 A 62 Variante 1 Rohdichte LAC W rmeleitf higkeit LAC Vollblockdicke Druckfestigkeit LAC Fzul D mmstoffdicke in mm Gesamtwandst rke in mm U Wert bei Aiso 0 04 W mK U Wert bei Xiso 0 035 W mK U Wert bei Aiso 0 03 W mK naturi Dammstoft AISO 0 065 W mK Verwendung f r Ein und Zweifamilienhaus Variante 2 Rohdichte LAC W rmeleitf higkeit LAC Vollblockdicke Druckfestigkeit LAC Fzul
107. production des produits en b ton sec fabriqu s sur presse Apres d moulage imm diat les b tons adjuvant s avec CO D D CHRYSO Plast XP montrent des surfaces bien fermees d aspect mouill et sans arrachage CHRYSO Plast XP a une plage de dosage tendue ce qui permet de l utiliser dans une large gamme de b tons Caract ristiques Mature liquide Densit 1 085 0 010 Couleur jaune pH 7 5 1 Teneur en ions GI 0 1 Na2OQ quivalent 1 5 g Extrait sec 41 5 1 1 E E E E E Conditionnement Vrac Zubitainers de 1000 L F ts plastiques de 215 L Tonnelets de 60 L Conformit CHRYSO Plast XP est un plastifiant r ducteur d eau qui satisfait aux exigences r glementaires du marquage CE La d claration correspondante est disponible sur notre site Internet CHRYSO Plast XP est galement conforme au r f rentiel de certification NFO85 dont les sp cifications techniques sont celles de la partie non harmonisee de la nome MF EN 934 2 3 Adresse AFNOR 11 avenue F de Pressens 33271 Saint Denk La Plaine Caiex L efficacit de CHRYSO Plast XP doit tre d termin e apr s des essais de convenance prenant en compte les caracteristiques rh ologiques et les performances m caniques souhait es pour le b ton Applications Domaines d application Tous types de ciments Pr fabrication de bordures Pr fabrication de tuyaux Pavss dalles blocs Pr fabrication de toutes
108. s empfohlen Bei der Kombination von Flie mittel auf Basis Folycarboxylat und Ferroxon Farbpigmenten kann es zu einem erh hten Anteil an k nstlichen Luftporen im Frischbeton kommen Dosierung Empfohlene Dosierung 0 3 1 0 vom ZG Sicherheitshinweise Gefahren Sicherheits und Entsorgungshinweise entnehmen Sie bitte dem EG S cherheitsdatenblatt und der Gebindeetikette Chemische Kennwerte Maximaler Chlondgehalt 0 10 Masseanteil Maximaler Alkaligehalt 6 0 Masseanteil Verarbeitungstemperatur und Lagerbedingungen f r Temperaturbereich von 15 C bis 30 C 1 Jahr lagerf hig bei 5 C bis 30 C lagern vor Gebrauch homogenisieren gefrorenes Material langsam erw rmen und homogenisieren Technische Daten Form fl ssig Farbe braun Dichte 1 06 giem D 02 bei 20 C Feststoffgehalt ca 30 0 M bei 120 C IR Trockner auf Massekonsianz oH Wert 5 7 Lieferform Artikelnummer K 25 kg Te F 200 kg 50306318 C 1000 kg SIDE Tr 51482140 Abbildung BA Technisches Merkblatt zu einem der verwendeten Flie mittel bezeichnet als Typ B B 1 Technische Datenbl tter A 9 demula ST 5 PRODUCTEIGENSCHAPPEN VOLGENS NBN EN 934 2 productnaam demula ST 5 hocfdwerking watervasthoudende hulpstof bijwerking bij maximale dosering lichte vertraging cement afhankelijk leverancier demula dosering algemeen 0 2 1 t o v het cementgewicht beton 5CC 0 5
109. ume des Korngemisches einlagern wodurch sie das Wasser in den Hohlr umen verdr ngen welches dann rheologisch frei wird Dies f hrt zu einer weicheren Konsistenz und kann zu einer Verringerung des Wasseranspruchs des Frischbetons f hren Dieser Effekt st bei haufwerksporigen Leichtbetonen nat rlich nur soweit von Nutzem sofern d e Zementm rtelkonsistenz weich genug ist um den 2 1 Kenntnisstand ber haufwerksporigen Leichtbeton LAC 13 Grobzuschlag zu umh llen aber nicht so stark verfl ssigt wird dass der Zementleim in die Haufwerksporen abflie t und diese verstopft bzw zu Entmischungen f hrt Bei haufwerksporigen Leichtbetonen ist vor allem der zweite zuvor genannte Mechanismus von Interesse der F llereffekt Die feinen SFA Partikel lagern sich wie bereits erw hnt in den Zwischenr umen der gr beren Partikel ab und verdichten dadurch das Feststoffgef ge Je feiner die Partikel sind desto besser ist die Hohlraumausf llung und dementsprechend der Festigkeitsbeitrag Erst nach ein paar Tagen beginnt die puzzolanische Reaktion der SFA Die Reaktionsgeschwindigkeit h ngt von dem Angebot an Ca OH der Alkalit t der Porenl sung und dem Feuchtegehalt des Betons ab Dabei wirkt sich diese Reaktion positiv auf die Reduktion der Hydratationsw rme bei der Zementerh rtung aus wodurch feine Risse im Zementstein zwischen den Zuschl gen vermieden werden k nnen Zusatzmittel Zus tzlich zu Betonzusatzstoffen werden oft auch chem
110. unbewehrter Querschnitte eine besondere Bedeutung zukommt Neben der Druckfestigkeit f hrt bei unbewehrten Querschnitten der Ansatz der Betonzugfestigkeit zudem zu einer Erh hung der Tragf higkeit des Querschnitts da Zug bzw Biegezugspannungen in schlanken Querschnitten infolge geometrischer Imperfektionen des Pr fk rpers und Theorie I Ordnung auftreten k nnen Wegen des gro en Streubereichs der einzelnen getesteten Materialparameter gerade bei den hier untersuchten LAC Betonen ist eine statistische Auswertung der Messdaten unerl sslich Nachfolgend werden deshalb die gepr ften Materialdruck und biegezugfestigkeiten statistisch bewertet Die dem zur Folge statistisch abgesicherten Materialparameter k nnen dann in ein Traglastmodell zur Prognostizierung der Lochsteinfestigkeit von Lochsteinen aus LAC des Typs Vbl SW einbezogen werden Das nachfolgende Kapitel widmet sich speziell der statistischen Auswertung der Materialparameter der Druck und Biegezugfestigkeit derjenigen LAC Rezeptur die den Produktions Versuchsserien V1 Vollsteine und V2 Lochsteine zugrunde liegt Dieselbe Rezeptur wurde auch n der vergleichenden Herstellung am selben Produktionstag f r die Versuchsserie V2 Lochsteine Format Vbl SW verwendet Auf Basis dieser Materialkennwerte wird anschlie end ein Modell zur Beschreibung des Festigkeitsverlustes von Lochsteinen aus LAC gegen ber der statistisch eingegrenzten Materialfestigkeit entwickelt 6 1 1 Statistis
111. und Elementsteifigkeitsausfalls keine Gleichgewichtsfindung in den L sungsalgorithmen mehr m glich Bei bewehrten Betonquerschnitten k nnen hingegen weiterhin die Berechnungen auch bei gerissenem Beton stabil erfolgen da die Zugspannungen ber den Stahlquerschnitt iteriert werden k nnen Allerdings umschreiben die Berechnungsergebnisse schon wirklichkeitsnah den ansteigenden Ast der gemessenen Traglastkurven bis kurz vor dem Systemversagen Auch wurde mit dem erw hnten linear plastischen FE Modell wegen der k rzeren Rechenzaeit vergleichend der Einfluss der Querdehnzahl der Quer und L ngsstege auf die numerisch zu berechnenden Verformungen durch eine Parameterstudie untersucht Dazu wurde zum einen die Querdehnzahl f r den Mauersteinausschnitt S1 mit 2 Luftkammern konstant zu u 0 25 gesetzt wie bereits f r die zuvor gezeigten Berechnungsergebnisse Zum anderen wurde in einem weiteren Modell die Querdehnung der Querstege durch d e Vorgabe einer Querdehnzahl von Null verhindert und die Querdehnung der L ngsstege auf den theoretisch extremalen Wert f r den Bruchzustand der Proben auf 0 45 gesetzt s Kapitel 4 Fau03 Im Ergebnis zeigte sich Leu09a dass die Querverformungen in y Richtung senkrecht zur Belastung auf halber Steinh he f r das Modell mit behinderter Querdehnung der Querstege geringer ausfallen als f r das Modell mit konstanter Querdehnzahl von 0 25 Der Unterschied zwischen den beiden Modellberechnungen betr gt max
112. und der gitterf rmigen Anordnung von Quer und L ngsstegen auf die resultierende Druckfestigkeit von Lochsteinen bei Anhand von Untersuchungen an separierten kleinformatigen Wandscheiben aus Vollsteinen und Innenstegen aus Lochsteinen kann quantitativ analytisch der Einfluss von Stegschlankheit zur Stegdruckfestigkeit in Form von Kurvenverl ufen beschrieben werden die durch 8 1 Zusammenfassung der vorliegenden Arbeit 197 eine nichtlineare Regression ermittelt wurden Dar ber hinaus zeigen Versuche an getesteten Lochsteinausschnitten gegen ber zentrischen Drucktests an einzelnen Innenstegen und kompletten Lochsteinen dass die versetzte Quersteganordnung in klassischen W rmed mmsteinen des Typs Vbl SW 2 zumindest die Steinfestigkeit im Bruchzustand gegen ber eines einzelnen vertikal lastabtragenden Innenstegs nicht erh ht sondern tendenziell die Traglast noch vermindert Unterst tzende lineare und nichtlineare Finite Element Berechnungen an einzelnen Wandscheiben aus Innenstegen und an Lochsteinausschnitten mit versetzt angeordneten Querstegen sowie optische Verformungsmessungen an Proben w hrend des Druckversuchs legen nahe dass die Querstege im linear elastischen Bereich aussteifend wirken und bei ca 80 90 der maximalen Belastung parallel zur Belastungsrichtung aufspalten Dies f hrt dann sukzessiv zu einer S ulenbildung der einzelnen vertikal lastabtragenden L ngsstege im Stein Experimentell konnten diese im Querstegber
113. vgl Abbildung 6 2 Dies kann auch f r andere spr de Materialien wie Glas Glasfasern und Keramik festgestellt werden Weibull hat dazu 1939 ein statistisches Modell entwickelt mit dem eine Vorhersage ber das Festigkeitsverhalten von Proben aus einer Pr fserie gemacht werden kann indem man die Streuung der Festigkeiten beschreibt ber das Bruchkriterium k Konzept nach Irwin aufbauend auf dem Griffith Bruchkriterium s Orl04 Pag03 l sst sich die Verteilung des maximalen Fehlers H a mit der Verteilung der Spannungen korrelieren s Abbildung 6 2 Daraus folgt dass 1 F o H a Gl 6 1 ist Die zugeh rige Dichtefunktion f c f r 0 2 0 sowie die Weibull Verteilung der Festigkeiten l sst sich dann mit dem Irwin Bruchmodell wie folgt beschreiben Cuy01 Pag03 152 6 Modell zur analytischen Beschreibung der Lochsteinfestigkeit m 1 ep EE AO do Weibull Dichtefunktion m Gl 6 2 Weibull Verteilung HE BE O5 Mit getestete Festigkeiten einer Pr fserie nach Ranggr en geordnet Oo charakteristische Festigkeit bei 63 2 Versagenswahrscheinlichkeit F r eine weitere Ausf hrung der mathematische Zusammenh nge und Bruchmodelle wird auf die einschl gige Literatur verwiesen z B W1104 Pag03 CuyO1 K h01 H r08 F r den Ansatz der Bruchwahrscheinlichkeit sind allerdings verschiedene mathematische Formulierungen im Umlauf 1 d R in Abh ngigkeit des Materials Da f r Leic
114. w e mit Normalbeton zu verf llende U Schalen mit h herer Druckfestigkeit zur Lastverteilung eingesetzt werden Die Mindestdicke der inneren Tragschale von Sandwich und Verbundsteinkonstruktionen zur Erf llung des Nachweises der Teilfl chenpressung betr gt f r die zuvor beschriebene Stein M rtel Kombination und Belastungssituation 13 5 cm s Tabelle 7 2 Wird jedoch das Sandwich Steinsystem statt mit einer Dickbettfuge mit Normalm rtel z B der M rtelgruppe II als Plansteinmauerwerk mit D nnbettfugen hue 6 9 N mm ausgef hrt dann kann auch der Nachweis der Teilfl chenpressung f r die Auflagerung der Unterz ge mit ausreichender Sicherheit Faktor 1 8 erbracht werden Deshalb werden in der Baustellenpraxis oft die ersten 1 bis 4 Steinreihen bei monolithischem Mauerwerk durch h herfeste D mmsteine zur Lasteinleitung ausgetauscht bis die Lastverteilung ausreichend ist um von den weniger festen W rmed mmsteinen aufgenommen zu werden s Wil03 7 5 Statische und thermische Analysen 189 BALKEN NZ 2a 5 T b ge Ge Abbildung 7 13 von links nach rechts Spannungstrajektorien in einer Wandscheibe unter einer Einzellast und Lastverteilungsbreiten bei ein oder zweiseitiger Lastverteilung nach DIN 1053 1 und DIN 1053 100 aus Schn05 Bei den entworfenen Sandwich und Verbundsystemsteinen bedeutet dies dass entweder die Steine in sr erer Tragschalendicke z B 17 5 cm zu Lasten der D mmstoffdicke bei gle
115. w rmed mmende Wandsysteme aus LAC erm glichen Ein im Anschluss f r die Bemessungspraxis zu entwickelndes analytisches Modell zur Prognostizierung der Festigkeit von Lochsteinen im Vergleich zur Materialfestigkeit soll dazu beitragen dass n der Zukunft die gew nschten Festigkeitseigenschaften gezielt erreicht werden 1 2 Zielsetzung Ziel der Arbeit ist es neuartige W rmed mmsteine zu entwickeln und die Einflussfaktoren auf die Tragf higkeit von monolithischen Lochsteinen aus haufwerksporigen Leichtbetonen zu verstehen um im Anschluss ein Ingenieurmodell zur Vorhersage der Lochsteinfestigkeit gegen ber der reinen Materialfestigkeit erarbeiten zu K nnen Hierzu wurden m Vorfeld folgende Teilziele definiert Durch die Erstellung einer Marktstudie von frei verf gbaren Mauersteinprodukten mit besonders w rmed mmenden Eigenschaften aus dem europ ischen Raum soll in einem ersten Schritt der wirkliche Stand der Technik festgestellt werden Da sich die festigkeitsrelevanten und thermischen Eigenschaften von klassischen Bauprodukten n Abh ngigkeit der Rohdichte gegenl ufig verhalten sind vor allem neben den festigkeitsrelevanten auch die thermischen Kennwerte zu untersuchen Denn es ist allgemein bekannt dass mit steigenden Rohdichten von mineralischen Baustoffen die Festigkeiten der Materialen bei gleichzeitiger Senkung des W rmedurchlasswiderstandes steigen Somit verhalten sich die f r Mauersteine typischen Anforderungen
116. wie der Schall und Brandschutz sowie de Tragf higkeit entgegengesetzt zu den thermischen Anforderungen wie z B den Bemessungswert der W rmeleitf higkeit einer Wandkonstruktion Mathematische Beschreibung der Beziehungen der Trockenrohdichte zur W rmeleitf higkeit und zur Festigkeit von LAC Betonen in einem Rohdichtebereich von 500 bis 2000 kg m um gezielt n Abh ngigkeit eines einzigen Werkstoffparameters die f r W rmed mmsteine wesentliche Relation zwischen thermischen und mechanischen Eigenschaftswerten zielsicher prognostizieren zu k nnen Ermittlung der Einflussfaktoren auf die Druckfestigkeit von Lochsteinen aus haufwerksporigen Leichtbeton gegen ber der Materialfestigkeit Dazu sollen zun chst Tastversuche an Standardpr fk rpern wie W rfeln und Zylindern aber auch kleinformatigen W nden die zum einen aus Vollsteinen und zum anderen aus Lochsteinen herausgetrennt wurden ausgewertet werden Des Weiteren wird versucht d e Einfl sse von Rohdichte Bef llungsvolumen minimale Abmessung bzw Gr tkorn und Schlankheit der Innenstege im Mauerstein zu benennen Eine genaue Auswertung der Versuchsergebnisse in dieser Hinsicht erfolgt unter Bezug auf normative Bemessungsans tze Die bereits aus der Literatur bekannten Form und Traglastfaktoren aus dem Beton und Mauerwerksbau werden auf eine Anwendung und bertragung in ein Ingenieurmodell zur Vorhersage der festigkeitsmindernden Einfl sse bei Lochsteinen durc
117. wird in Kapitel 6 unter Beachtung bereits bekannter normativer Bemessungsans tze ein Ingenieurmodell zur analytischen Beschreibung der Lochsteinfestigkeit gegen ber der reinen Materialfestigkeit entwickelt Abschlie end werden die in Kapitel 6 auf Grundlage der Untersuchungen an den Referenzlochstein abgeleiteten Bruchkriterien und Bemessungsregeln an weiteren Lochsteinen aus LAC der Marktstudie verifiziert Auch f r diese Lochsteine und f r die nach dem Aufspalten der Querstege verbleibenden bis zum Stabilit tsversagen vertikal lastabtragenden Innenstege k nnen die Traglasten durch das aufgestellte Berechnungsmodell recht exakt beschrieben werden Abschlie end flie en die aus den detaillierten Untersuchungen an Lochsteinen und vergleichenden Sandwichstrukturen n der Marktstudie gewonnen Erkenntnisse m die Entwicklung neuer Prototypen in Kapitel 7 mit ein Mittels ausgew hlter kosteng nstiger LAC Rezepturen im h heren Rohdichtebereich und durch eine klare Funktionstrennung von tragender und d mmender Schicht k nnen effiziente Steinkonstruktionen sowohl in statischer als auch thermischer Hinsicht entwickelt werden Neben Detailentw rfen wurden die entwickelten Steinsysteme sowohl unter statischen als auch thermischen Gesichtspunkten rechnerisch vorkonzipiert und entsprechend im Kooperationswerk als Prototypen hergestellt Die daraufhin durchgef hrten Vergleichsmessungen zu den mechanischen und thermisch real erreichbaren Kennwerten ze
118. wm mmm mm mm emm wem mm emm em w em II Ir TA g oe mt Less l ms 30s 2308 Zeit A Ablesung und Aufzeichnung der unteren Pr fspannung ca und der zugeh rigen Stauchung a B Ablesung und Aufzeichnung der unteren Pr fspannung 6 und der zugeh rigen Stauchung p t Dauer der Belastung bzw Entlastung nach EN 679 oder EN 1354 Abbildung 4 1 Belastungs Zeitzyklus zur Bestimmung des statischen Elastizit tsmoduls nach DIN EN 1352 1997 f r haufwerksporigen Leichtbeton Wie bereits erw hnt dient die Leichtbetonentwicklung dem Ziel verl sslich einen funktionalen Zusammenhang zwischen W rmeleitf higkeit Lambda Druckfestigkeit und Rohdichte aufzustellen um auf Basis dieser Kenntnis gezielt W rmed mmsteine entwickeln zu k nnen Anfangs wurde versucht entsprechende Daten von Leichtzuschlagsherstellern abzufragen In der Regel fehlten aber Informationen wie die Beziehung Festigkeit W rmeleitf higkeit oder es konnten keine Angaben zum E Modul oder zu Spannungs Dehnungs Beziehungen f r den Rohdichtebereich von 500 bis 2000 kg m angegeben werden Zudem sind nur wenige Literaturstellen zu diesem Thema zu finden wobei dort meist auch nur eine Mischungsrezeptur detailliert untersucht wurde oder oft nur der Rohdichtebereich gt 1000 kg m ausreichend dokumentiert wird vgl Thi05 Voc59 Aur71 Diesen Sachstand stellten bereits Kvande Kva0l und Thienel Thi05 in ihren Arbei
119. zu ca 80 der max erreichbaren Last f r Normalbeton konstant wobei sie sich oberhalb dieses Lastniveaus bis zum Bruch deutlich erh ht F r Normalbeton erh ht sich im Zuge der Mikrorissbildung im Gef ge die Querdehnzahl von Werten um 0 2 im linear elastischen Bereich bis auf Werte von 0 36 im Bruchzustand Die Erh hung der Querdehnzahl im Zuge zunehmender Druckbelastung f hrt dazu dass sich auch der von u und E abh ngige Kompressionsmodul K ver ndert oder eine Ver nderung durch eine Abnahme des E Moduls bei gleichzeitiger Zunahme von der Querdehnung ausgeglichen wird Der Kompressionsmodul beschreibt analog zum E Modul die erforderliche Druck nderung bei einer relativen Volumen nderung des Probek rpers Zwischen den beiden letztgenannten Kenngr en besteht folgender Zusammenhang Her97 E Kae On 3 1 2y Zus tzlich zu der zuvor beschriebenen Zwangsbeanspruchung in Form von Endfl chenreibung von Gl 6 4 kompakten Pr fk rpern deren Einfluss auch experimentell f r LAC in Kapitel 5 1 eingehend analysiert wurde und unter dem Begriff der Querzugbeanspruchung zusammengefasst wird tritt bei Lochsteinen eine ungleich verteilte vertikale Beanspruchung der Innenstege auf die zu einem Spaltzugversagen der Verbindungsstege f hrt Dies zeigte sich bereits deutlich an den vertikal verlaufenden Trennrissen im Querstegbereich der Lochsteinausschnittproben V2 SI und S2 in Kapitel 5 2 Nach Berndt Ber00 der zu dieser Thematik Untersuchu
120. zu der im weiteren Verlauf der Arbeit eigenen experimentellen Bestimmung der Spannungs Dehnungs Linien an Zylindern mittels Dehnmessstreifen DMS s Kapitel 4 2 5 5 werden zudem die Ans tze der Werkstoffgesetze nach DIN 1045 1 f r Normal bzw gef gedichten Leichtbeton und nach DIN EN 1520 f r haufwerksporigen Leichtbeton analysiert Dadurch soll ein Werkstoffgesetz gefunden werden welches das Werkstoffverhalten von LAC in Abh ngigkeit weniger charakteristischer Materialkennwerte beschreibt und trotzdem noch durch wenige zu bestimmende Materialparameter einfach zu handhaben ist wobei die normativ bekannten Schreibweisen bei den eigenen Ans tzen beibehalten werden 2 3 2 Dimensionslose Darstellungsweise der Spannungs Dehnungsbeziehungen In Anlehnung an den Arbeiten von Glock Glo04 bzw Hermann Her80 wird zur Modellierung der einaxialen Spannungs Dehnungs Linien und zum Vergleich der verschiedenen normativen Ans tze eine auf bezogene Werkstoffkennwerte beruhende Schreibweise eingef hrt Denn zur wirklichkeitsnahen und praxisorientierten Querschnittsbemessung ist ein allgemeing ltiges Werkstoffgesetz zu finden welches das Werkstoffverhalten von LAC einfach beschreibt Das nichtlineare Materialverhalten von Beton wird in der Literatur zumeist auf Basis des Ursprungmoduls Eo vgl Gol08 Glo04 oder des Sekantenmoduls E533 bzw Ecm DIN EN 1520 bei 1 3 der H chstspannung und der Dehnung ze bei Erreichen der Druckfestigkeit beschrieb
121. zuverl ssiger d e Vorhersage vgl Orl04 6 1 Auswertungsmethoden zur Modellbildung 151 Die zuvor genannten Modell Parameter werden anhand der besten bereinstimmung zwischen realen Messdaten und dem gew hlten Modell als sogenannte best fit parameter ermittelt vgl Cuy01 Eine der einfachsten und deshalb meistgenutzten Methoden ist die zuvor erw hnte graphische Auswertung probability plotting Bei dieser graphischen Auswertungsmethode wird die Ordinate des Graphen der Wahrscheinlichkeitsverteilung 1 1 F x gegen ber dem x Wert derart logar thmisch skaliert dass eine Gerade resultiert W1104 Werden dann die Messdaten als Datenpunkte in das doppelt logarithmische Diagramm eingezeichnet ergibt sich durch Regressionsanalyse nach der Methode der kleinsten Quadrate das sogenannte Bestimmtheitsma R welches die Eignung des gew hlten Modells beschreibt Cuy01 Die Modellparameter werden dabei aus der Geradensteigung und dem Schnittpunkt der best fit Gerade mit der y Achse in Abh ngigkeit der gew hlten Verteilungsfunktion hier F o vgl Abbildung 6 1 ermittelt Eine genaue mathematische Herleitung der Beziehungen zum Aufbau des graphischen Weibull Wahrscheinlichkeitsnetzes sowie der Parameter oo und m f r die Geradengleichung ist dem Anhang D 1 zu entnehmen Weibull Verteilung 7 5171x 5 3674 H 0 91 Obere Grenze 95 Vertrauensbereich Untere Grenze des 95 Vertrauensberei
122. 0 DIN EN 771 3 entnommen werden Diese empirischen Untersuchungen beziehen sich dar ber hinaus zumeist auch auf Materialien mit homogeneren Gef gestrukturen wie Normal und Porenbeton oder Kalksandsteine ohne Lochung 5 1 2 Theoretische Vor berlegungen Begriffsdefinitionen Um die Einflussfaktoren auf die Druckfestigkeit von Mauersteinen mit Lochung aus LAC systematisch separieren zu k nnen werden im Vorfeld der Untersuchungen folgende Haupteinflussgr en benannt und definiert e Gr eneffekt statistische Versagenswahrscheinlichkeit durch Auftreten von Fehlstellen im Gef ge Probenform W rfel Unter Gr eneffekt wird hier sowohl der Einfluss des Pr fk rpervolumens als auch die Gr e der belasteten Aufstandsfl che im Druckversuch ber die die Druckspannungen ermittelt werden Axe ABruto verstanden Proben gleicher Geometrie und bezogener Schlankheit A h d Probenh he Probendicke aber mit unterschiedlichem Volumen z B W rfelproben mit unterschiedlichen Kantenl ngen werden verglichen Dieser Einflussfaktor wurde f r Normalbeton bereits eingehend untersucht Bon59 A b67 Lew71 Mie97 und findet sich als Umrechnungsfaktor in der Normung zu Betonen wieder s z B DIN 1045 1 DIN EN 1520 Von Seiten der Betontechnologie wird davon ausgegangen dass die statistische Wahrscheinlichkeit des Auftretens von Fehlstellen im zu untersuchenden Betongef ge mit zunehmender Probengr e ansteigt und die Druckfesti
123. 0 angewandt Der nach diesem Vorgehen eingestufte Wert ist dann der Bemessungswert der W rmeleitf higkeit A Zuk nftig ist also die Einhaltung der deklarierten Rohdichte f r den Mauersteinproduzenten durch die Neuerungen in DIN V 4108 4 2007 gegen ber der Version von 2004 noch wichtiger Die berschreitung der Messwerte ist ma geblich auf die Streuung der jeweiligen Mauersteinprodukte und somit auf einer der wesentlichen Einflussgr en auf die Schwankungsbreite der Rohdichte der Steinproduktion zur ckzuf hren A10 tr W mK A410 tr ex X100 A Mittelwert der Pr fergebnisse Pir kg m Ap Abbildung 3 8 Bestimmung der W rmeleitf higkeit A o r in Abh ngigkeit der Trockenrohdichte Abbildung in Anlehnung an DIN EN 1520 bzw DIN EN 1745 3 4 1 Externe Kontrollmessungen zur W rmeleitf higkeit Zur Kontrolle der eigenen Untersuchungen wurden die gemessenen quivalenten W rmeleitf higkeiten im trockenen Zustand als Basiswert Aioay sowie die entsprechenden Bemessungswerte f r 3 ausgew hlte Mauersteintypen D F M zus tzlich extern durch eine unabh ngige akkreditierte deutsche Pr fstelle bestimmt Das Probenmaterial wurde zu diesem Zweck wahllos von den m Laborklima an der Universit t Luxemburg lagernden Paletten genommen und zur Pr fstelle geschickt Die genauen einzelnen Ergebnisse der unabh ngigen Kontrollmessungen s nd n einem gesonderten Bericht dokumentiert Die Vorbereitung der Pr fk rpe
124. 004 DIN V 4108 4 2007 DIN EN ISO 6946 DIN EN ISO 8302 DIN EN ISO 8990 DIN EN ISO 10211 1 DIN EN ISO 10456 DIN EN 12390 1 DIN EN 12524 L 9 Pr fverfahren f r Mauersteine Teil 13 Bestimmung der Netto und Brutto Trockenrohdichte von Mauersteinen au er Natursteinen Deutsches Institut f r Normung e V Beuth Verlag Berlin September 2000 DIN EN 1097 3 Pr fverfahren f r mechanische und physikalische Eigenschaften von Gesteinsk rnungen Teil 3 Bestimmung von Sch ttdichte und Hohlraumgehalt Erschienen bei Beuth Verlag GmbH Fassung Juni 1998 Bestimmung des statsichen E Moduls unter Druckbeanspruchung von dampfgeh rtetem Porenbeton und von haufwerksporigem Leichtbeton Deutsches Institut f r Normung e V Beuth Verlag Berlin Februar 1997 Bestimmung der Druckfestigkeit von haufwerksporigem Leichtbeton Deutsches Institut f r Normung e V Beuth Verlag Berlin Februar 1997 Bzw DIN V 4165 2003 06 Porenbetonssteine Plansteine und Planelemente Deutsche Institut f r Normung e V Beuth Verlag Berlin Juni 2005 W rmeschutz und Energie Einsparung in Geb uden Teil 3 Klimabedingter Feuchteschutz Anforderungen Berechnungsverfahren und Hinweise f r Planung und Ausf hrung Deutsches Institut f r Normung e V Beuth Verlag Berlin Juli 2001 DIN 4172 Ma ordnung im Hochbau DIN Beuth Verlag Berlin Juli 1955 Anwendung von vorgefertigten bewehrten Bauteilen aus haufwerksporigem Leichtbeton in Bauwerken Deutsch
125. 028 280 Ec2 J cd O cd e S GI 2 17 EEN f r amp 2 E gt Eu cd Mit n Exponent der Parabel Ec2 Dehnung bei Erreichen der Festigkeitsgrenze amp lt 0 Eu maximale Dehnung fea Bemessungswert der Druckfestigkeit a fek Ye vgl DIN 1045 1 9 1 6 2 3 5 Werkstoffgesetz nach DIN EN 1520 Dieses bilineare Werkstoffgesetz der DIN EN 1520 gilt insbesondere f r haufwerksporige Leichtbetone zur Querschnittsbemessung Die idealisierte und bezogene Darstellungsweise dieses Ansatzes der Spannungs Dehnungs Linie f r LAC ist auch in der Abbildung 2 26 vergleichend zu den f r verschiedene bezogene Ursprungsmodule ko ausgewerteten Spannungs Dehnungs Linie nach DIN 1045 1 enthalten Der H chstwert der Stauchung u wird f r diese bilineare Spannungs Dehnungs Linie in Abh ngigkeit der Trockenrohdichte des LAC begrenzt Die Bruchstauchung kann dabei in einem Bereich von 2 bis 3 5 o schwanken E Ta f r 0 ze gt s mit s lt 0 fe h GI 2 18 o f f r amp 2 2 Ee Ecu Mit Eu 0 0035n gt 0 002 n 0 40 0 60 p 2200 2 3 Modellierung der einaxialen Spannungs Dehnungs Beziehung 39 1 2 mmh DIN 1045 1 B kg 2 DIN 1045 1 S ko 2 P DIN 1045 1 B ko 1 5 Bez Druckspannungen o fc E N DIN 1045 1 S ko 1 5 DIN EN 1520 Bilineare SDL LAC 0 0 5 1 1 5 2 bez Dehnungen 7 amp Em Abbildung 2 26 Verglei
126. 06 Zuc06 L 7 M nchen 2006 Bilder der Firma Toni Technik zum angebotenen Messequipement zur Bestimmung der Querdehnzahl an W rfel und Zylinderproben Tsitsiris H Etude du comportement dynamique d un b ton frais sous vibrations Ann e universitaire 2003 2004 DEA S3M Laboratoire de M canique et Technologie Cachan Frankreich unver ffentlicht 2004 Tue N V Schenk G Schwarz J Eine kritische Betrachtung des zus tzlichen Sicherheitsbeiwertes f r hochfesten Beton Bauingenieur Band 82 S 39 46 Januar 2007 Van Vier M R A van Mier J G M Experimental investigation of concrete fracture under uniaxial compression Published in Mechanics of cohesive frictional materials Vol 1 pp 115 127 1996 Vocke E Kleine Leichtbetonkunde f r die Praxis Bauverlag Wiesbaden 1959 Vo K U Target optimization of high thermal insulation lightweight aggregate concrete with open structure Proceedings of the 53 BetonTage Building the Future Ulm Published in Concrete Plant Precast Technology Volume 75 February 2009 S 112 113 Wikipedia Online Enzyklop die Begriff Leichtbeton 2009 Willems W M Skriptum Mauerwerksbau Ruhr Universit t Bochum Institut f r Baukonstruktionen und Bauphysik September 2003 Wilker H Weibull Statistik in der Praxis Leitfaden zur Zuverl ssigkeitsermittlung technischer Produkte Band 3 Verlag Books on Demand GmbH Norderstedt 2004 William K J Warnke R P Constituti
127. 1 05 1990 Institut f r Mass vbau Technische Hochschule Darmstadt Mai 1990 Dehn F Selbstverdichtender Leichtbeton f r Tagungsband 1 Leipziger Fachtagung Innovationen im Bauwesen 29 30 November 2001 Technische Mechanik Statik u Festigkeitslehre Holschemacher K den Br ckenbau Dehn F Particular Features on the Production of Lightweight Aggregate Concrete LAC with Open Structure Lacer No 03 Institut f r Mass vbau und Baustofftechnologie University of Leipzig 1998 DIBt Richtlinie zur Messung der W rmeleitf higkeit A von Mauersteinproben Fassung Oktober 2002 Erschienen in DIBt Mitteilungen 2 2003 Mitteilungen des DIBt Bauregelliste A B und C Ausgabe 2003 1 Verlag Ernst und Sohn Berlin 2003 EuroLightCon Report No 8 Properties of lightweight concretes containing Lytag and Liapor EuroLightCon Economic Design and Construction with Light Weight Aggregate Concrete Document BE96 3942 R8 March 2000 EuroLightCon Report No 1 Definition and International Consensus Report EuroLightCon Economic Design and Construction with Light Weight Aggregate Concrete Document BE96 3942 R1 April 1998 EuroLightCon Report No 2 LWAC Material Properties State of the Art EuroLightCon Economic Design and Construction with Light Weight Aggregate Concrete Document BE96 3942 R2 December 1998 Elighausen R Pregartner T Weber S Befestigungen von Mauerwerk Mauwerk Kalender 2000 Ernst und Sohn Verlag S 361 3
128. 1 kg m truweelklare mortel 0 1 0 2 kg m toevoegen verwerkingstemperstuur 1 C bij voorkeur op het einde van aanmaakwater kleur transparant conc actieve bestanddelen 105 C 25 volumieke massa 20 C 1 17 kag dm pH 20 C 3 5 Na 0 equivalent 1 3 g chloridegehalte lt 0 1 oplosbaar in water ja niet verenigbaar met informeer u bij uw demula adviseur toxiciteit niet van toepassing kleurcode Europses paars Toepasbaar voor beton in contact met drinkwater DVGW W270 en W347 VERPAKKING EN OPSLAG demula ST 5 is leverbaar in bussen vaten en containers demula ST 5 is 6 maand na productiedatum houdbaar in afgesloten verpakking demula ST 5 opslaan in vorstvrije omgeving bij temperatuur van min 5 C en afschermen tegen rechtstreeks zonlicht GEZONDHEIDSASPECTEN miliew demula ST 5 is niet verontreinigend Inwendig 544 indien men zich onwel voelt raadpleeg een arts uitwendig 526 bij aanraking met de ogen onmiddellijk met overvloedig water afspoelen en een cogarts raadplegen 528 bij aanraking met de huid onmiddellijk wassen met veel water en zeep veiligheid niet brandbaar en of explosief april 2007 Alle voorafgaande informatie betreffende dit product vervalt hierbij De informatie en adviezen op deze fche vermeld worden verstrekt op basis van onze huidige kennis en ervaring met het product In geen enkel geval aanvaarden wij enige saanspraxelijkheid
129. 152 Gem Beer Bee05 konnten allerdings f r die in der Marktstudie Kap 3 und f r W rmed mmsteine berwiegend geltende Steinfestigkeitsklasse 2 keine Formfaktoren sicher nachgewiesen werden weshalb f r diese Mauersteine einheitlich ein Formfaktor von 1 0 normat v angesetzt wird Dies f hrt Beer ebenfalls auf den verringerten Einfluss der Querdehnungsbehinderung mit abnehmender Steifigkeit des Steinmaterials zur ck vgl Kapitel 5 1 3 Die Normdruckfestigkeit Br des Bezugsformates 2 DF ergibt sich dann durch die Multiplikation der gepr ften Steindruckfestigkeit mit dem Formfaktor fpr Tabelle 5 2 Formfaktoren Tou aus der deutschen Normung z B DIN V 18152 2003 in Abh ngigkeit der Steinfestigkeitsklasse Dua und Steinh he h Du a 3 h fin IN mm mm 2 alle H hen 1 0 175 lt h lt 238 1 1 Im Zuge der europ ischen Normung werden die Formfaktoren aufbauend auf zumeist englischen Untersuchungen Bee05 auf einen fiktiven Steinw rfel mit 100 mm Kantenl nge in Abh ngigkeit der Steinh he und auch dem Kleinstwert aus Steinl nge oder breite in der Pr fnorm DIN EN 772 1 angegeben Die Normdruckfestigkeit fs der Mauersteine ergibt sich aus der Multiplikation des Pr fwertes fp der Steindruckfestigkeit mit dem Formfaktor gn wie folgt Je On So nach DIN EN 772 1 bzw GI 5 2 Pos Jom Por nach DIN V 18152 100 2005 Beer wertete diese Ans tze im Zuge der eigenen Untersuchungen in einem Diagramm ber die b
130. 1934 Die aufgemauerten W nde werden bei dieser Messmethode im Wandpr fstand zwischen zwei getrennt regelbaren kommunizierenden Klimakammern eingebaut Ach00 Dar ber hinaus ist bauaufsichtlich auch anerkannt dass die W rmeleitf higkeit des Scherbenmaterials eines Mauersteins messtechnisch nach DIN 52612 1 bzw DIN EN 12644 bestimmt und anschlie end die quivalente W rmeleitf higkeit der Wand numerisch z B nach der Methode der Finiten Elemente dreidimensional berechnet wird wobei der W rmedurchlasswiderstand der Luftkammern von Lochsteinen nach DIN EN ISO 6946 Anhang B 3 in Abh ngigkeit der Geometrie der Luftspalte ermittelt wird DIBt03b Die letztgenannte Pr fmethode mit anschlie ender Berechnung wird in neueren Zulassungen von Mauersteinprodukten oft eingesetzt da diese Kombination aus Mess und Berechnungsverfahren im Vergleich zur Wandmessung Kosten und Zeitvorteile mit sich bringt Allerdings werden durch diese Bestimmungsmethode var erende Einfl sse wie Fehlstellen im gesamten Mauerstein oder auch Einfl sse aus Produktionsschwankungen wie z B der unterschiedlichen Rohdichteverteilung ber den Steinquerschnitt der einzelnen Mauersteine nicht erfasst Auch Achtziger Ach00 best tigt dass unterschiedliche Rohdichten und Texturen von Leichtbeton und Ziegelscherben im Steinquerschnitt einen messbaren Einfluss auf die W rmeleitf higkeit haben Zur Vereinfachung der Messprozedur wurde ab 1998 eine DIBt Richtlinie zur
131. 2 2 6743e 006 2 2 416e 006 2 x 0 200 m e WE CE 0 050 0 150 Y Abbildung 6 9 Berechnete minimale Druckspannungsverteilung 63 nach der Normalspannungshypothese Darstellung als Schnitt in 1 3 der Steinh he Nach den eigenen optischen Verformungsmessungen der Pr fk rper w hrend des Druckversuchs verlaufen die Traglastkurven ab ca 80 bis 90 der Bruchlast st rker progressiv vgl Kapitel 5 2 so dass das beschriebene Aufspalten der Steine in L ngsrichtung als ausl sende Ursache f r das Druckversagen der Lochsteine gesehen werden kann rtlich berlagern sich die aus der behinderten Querdehnung im Lasteinleitungsbereich entstehenden Querzugkr fte mit den aus der Geometrie und Steifigkeit der Innenstege hervorgerufenen Spaltzugkr ften Eine Herleitung zur Aufstellung einer m glichen Bruchbedingung bzw Flie regel nach der Elastizit tstheorie f r das initiale vertikale Aufspalten der Querstegbereiche in Steinen mit gitterf rmiger Lochgeometrie ist in Anhang D 3 in Anlehnung an Vorschl ge von Berndt Ber96 und anderer Autoren wie Massart Mas05 und Zucchini Zuc06 dargestellt Dabei sind auch aus den eigenen Versuchsreihen an Lochsteinen und Steinscheiben aus LAC empirisch ermittelte Modellparameter zur Beschreibung des Bruchverhaltens mit eingeflossen Allerdings ist f r eine zielsichere berpr fung der aufgestellten Flie regeln zum anf nglichen Versagen der Querstege noch eine gr ere Anzahl von Versuchen d
132. 25 0 30 0 35 0 40 0 45 0 Schlankheit X l i EI E T2 E T3 o D T1 o D T2 o D T3 A K T1 a K T2 a K T3 Log Trend E Log Trend D Log Trend K 5 00 4 50 4 00 GO O1 CH Druckfestigkeit N mm N O1 CH 0 50 nr 80 x 238 E Serie Marktstudie Pr fserien BE T1 BE T2 BE T3 B Block E A Netto DE S1 Steinausschnitt mit 2 Luftkammern Abbildung 6 14 Zusammenhang zwischen der L ngsstegdruckfestigkeit und der Schlankheit A ho i f r Stege aus Lochsteinen der Marktstudie oben unten Mittelwerte der Scheibenversuche vergleichend zu der mittleren Netto Lochsteindruckfestigkeit f r den Block E g Druckfestigkeit N mm co D CH CH CH 1 00 5K Hbl P 2 80 175 8 238 i en Block K Marktstudie Pr fserien BK Ti EK T2 BK T3 E Block K A Netto Abbildung 6 15 Mittelwerte der Scheibenversuche unter Angabe der Standardabweichung Streubalken vergleichend zu der miitleren Netto Lochsteindruckfestigkeit f r den Block K der Marktstudie gelber Balken 6 3 Validierung des Modells an Mauersteinen aus der Marktstudie 173 Die einzelnen Berechnungsschritte und die berpr fung des Bruchkriteriums f r das Versagen der Querstege in Anlehnung an Berndt Ber96 Ber00 f r diese vom Referenzstein abweichenden Steingeometrien und LAC Materialien sind im Detail in Anhang D 6 vorgestellt e Stabilit tsversagen der L ngsstege f r den Lochstein E Im weiteren Ve
133. 303 7 mit 95 Vertrauensbereich Statistische Auswertung der Untersuchungsergebnisse der Druckfestigkeit nach 23d Gem den in DIN 55303 7 Abschnitt 5 2 und 7 1 angegebenen Berechnungsschitten ber programmiere 1 2 a Excelroutinen ausgewertete Datens tze nach Norm Tab 2 DIN 55303 7 nach Ranggr e sortiert Statistische Auswertung n 12 sigma druck In In 1 1 E 4 71 4 71 0 7414 1 9387 2 0056 0 2521 2 0136 0 0302 2 0204 0 4218 2 0848 0 6866 2 0950 1 0555 2 0950 0 4851 I oe 2 0783 Vorgehen nach DIN 55303 7 Punktsch tzung nach DIN 55303 7 f r m und Sigma 0 f r Druckfestigkeit n 6 28 d Vollst ndige Stichprobe r n 6 Kn aus Tab 11 1 3545 s ent 0 84 n 5 04 5 gerundet Vertrauensbereichssch tzungen Untersuchungen f r zweiseitig abgegrenzte 95 Vertrauensbereiche 1 2 0 975 a 2 0 025 f r Weibull Modul m EE aus Tab 12 DIN 55303 7 Ermittlung der Anzahl der Freiheitsgrade der 4 Verte 14 67 Ermittlung der Vertrauensgrenzen Quantile der x Verteilung aus Tab 15 Caen 27 038 K H o2 6 052 Abbildung D 2 Beispielberechnung nach DIN 55303 7 D 1 Statistische Aufbereitung der gepr ften Materialdruck und Biegezugfestigkeiten A 39 i 0 3 nt 0 4 b 95 Vertrauensbereich f r den Wert der Verteilungsfunktion G x Gy Gix Fix Pix Sch tzwert x y Nimm 2 Hilfsgr e 1 527 1 097 1 609 0 176 0 475 Hi
134. 36 1949 Haller P Load Capacity of brick masonry Published in Proceedings of the International Conference on Masonry Structural Systems University of Texas at Austin ed Franklin B Johnson pp 129 149 1969 H rtler G Statistik f r Ausfalldaten Mathematische Statistik zur Analyse von Beobachtungs und Messwerten f r die Zuverl ssigkeitstechnik LiLoLe Verlag GmbH Hagen 2008 Hauser G Bauphysikalische Grundlagen W rmelehre Vorlesungsskript Bauphysik I Lehrstuhl f r Bauphysik Technische Universit t M nchen September 2006 Hegger J Will N Goralski C W nde aus unbewehrtem Beton Erschienen in Beton und Stahlbetonbau 97 Heft 3 Verlag Ernst amp Sohn s S 121 129 2002 Hegger J Massivbauskript RWTH Aachen IMB Institut f r Mass vbau 2003 Hegger M Dre en T Will N Zur Tragf higkeit unbewehrter Ernst amp Sohn Verlag Beton amp Stahlbetonbau 102 Heft 5 S 280 288 2007 Hermann V Spannungs Dehnungs Linien von Leichtbeton gef gedichter Leichtbeton Erschienen in DAfStb Heft 313 Verlag Ernst amp Sohn Berlin S 3 56 1980 Hering E Martin R Stohrer M Physik f r Ingenieure Kapitel 2 Mechanik deformierbarer K rper VDI Springer Verlag Berlin 1997 Hoffmann J Bemessung von Mauerwerk nach dem Teilsicherheitskonzept Bemessungsbeispiele nach DIN 1053 100 Erschienen in Mauerwerk Kalender 2007 32 Jahrgang Teil C III S 183 ff Verlag Ernst und Sohn Berlin 2007 H r
135. 4 3 Exemplarische Stoffraumrechnung f r die Basis Rezeptur MS2 f r die Produktionsversuche mit einer Trockenrohdichte von ca 1450 kg m Stoffraumrechnung f r 1 m verdichteten Frischbeton Inwaage Rohdichte volumetr trocken Kom dolomit Kalksteinsplitt 3 8 Leichtsand 0 4 Zement CEM I 52 5 N Bl hton Hersteller A 4 8G 4 10 R Mix SFA Flugasche Gesamtwasser E2 Wasser Sand FM Flie mittel Stabilisierer theoretische Frischbetonrohdichte mit Zugabewasser E2 Feuchtegehalt Leichtzuschlag Tabelle 4 4 Sch ttdichten DIN EN 1097 3 1998 und Wassergehalte DIN EN 1097 5 DIN 1048 1 der verwendeten Zuschl ge ermittelt kurz vor Produktionsbeginn Bl hton Hersteller A 4 8G 4 10 R Mix Feuchtegehalt Bl hton A Gewicht feucht Sch ttdichte kg m 388 6 38 M 288 9 kg m Kornrohdichte kg m8 710 Normal Feuchtigkeit Sand M 1 52 0 zuschlag Feuchtgewicht Sand 0 2 Kalksteinsplitt 213 2 Sand 0 4 0 Zugabewasser E2 41 e Gesamtwassergehalt ist gleich der Feuchtegehalte des Sandes und Splitts Zugabewasser E2 abz glich der Wasseraufnahme der Bl htone nach 5 von ca 10 M o bzg auf Zement 0 45 eff w z eq 1 z 0 4 SFA 0 45 Neben der volumetrischen Mischungsberechnung ist bei LAC also vor allem die Sieblinie gerade im Hinblick auf die Bef llung von Schalungen filigraner Innenstege von monolithischen Mauersteinen und f r das sich sp ter ergebende Kornger st entscheidend
136. 50 690 3700 670 3650 650 8 3600 Au ere Innere Innere Innere Innere Innere Innere Innere Innere Au ere Aussenplatte Innenplatte 1 Innenplatte 2 Innenplatte 3 Innenplatte 4 Innenplatte 5 Innenplatte 6 Innenplatte 7 Innenplatte 8 Aussenplatte 1 2 Platte 1 Platte 1 Platte2 Platte3 Platte 4 Platte5 Platte6 Platte 7 Platte 8 Platte 2 Abbildung 5 27 Experimentell bestimmte Trockenrohdichte links zu rechnerisch ermittelten E Modul Verteilung rechts ee ttes 1 P E EE 2 KE 3 LE 4 CR eq 5 mg 6 Fee ep 8 RP A2 LAC Stege 1 bis 10 ber Steinquerschnitt O Druckfestigkeit P Material 4 i 5 DIN EN 1520 tr gt E f o f Py olp Eingangswerte FE Modell E bis E 0 p bis ou Abbildung 5 28 Ablaufschema zur Ermittlung der E Modul Verteilung bzw Biegesteifigkeiten f r die FE Berechnung 5000 1000 1000 4800 4500 900 4400 SS 900 P ittelwert 3680 N mm E E 3500 700 en 70 E x E 3200 L926 E 3000 600 E 600 2 5 2 2800 2500 500 E 5 2400 500 S T 8 2000 400 2000 am D I 2 DI 1500 300 ui 1600 300 E en 200 E 1000 200 w 500 100 400 100 o o 0 0 Quersteg 1 Quersteg 2 Quersteg3 Quersteg 4 Quersteg 5 Quersteg 1 Quersteg2 Quersteg3 Quersteg 4 Quersteg 5 E Ecm E Trockenrohdichte Quersteg kg m3 E Ecm M Trockenrohdichte Quersteg kg m3
137. 6e 7 4 2917e 7 6 9597e 7 9 6278e 7 1 2296e 6 Min Probenh he m Di nn 2 00E 06 1 00E 06 0 00E 00 1 00E 06 2 00E 06 3 00E 06 4 00E 06 5 0 Verformung in y Richtung horizontal m Abbildung C 19 Darstellung exemplarischer Berechnungsergebnisse f r die Probe S1 Verformung in x und y Richtung der Quersteg f r den letzten Lastschritt 4 1 N mm Querschnittsbelastung f r a lin elast Materialverhalten und geraden Stegen mit Haftreibung in den Kontaktfl chen C 3 FE Berechnungen zum Einfluss verschiedener Steifigkeiten im Steinquerschnitt A 33 Directional Deformation Directions Delonremien 3 Type Directional Deformation X Ads Typi Dedina Delen m Aas une m Lt mm Time 10 Ze 10 11 06 2009 13 49 UR e CNKE 463Jle 5 Max Lure Pin 3664765 EA irai a 2 6At FR LZ leh LEHE 7 507206 agame LE Ae t en 1 1708 Iai 145 Te 3 1197e 5 AEG 4 002e 5 Min J Bahir Pins 0 006 0 00 0 100 m HIM HIEN Dim een RO Rn V 0 075 DES 0 075 Directional Deformation 2 Ce Image to File Directional Deformation 4 Type Directional Deformation Y Axis Type Directional Deformation Y Axis Unit m Unit m Time 10 Time 10 11 06 2009 13 47 11 06 2009 13 49 1 3152e 6 Max 9 5015e 7 5 8513e 7 2 2012e 7 1 449e 7 5 0991e 7 8 7493e 7 1 2399e 6 1 605e 6 1 97e 6 Min 0 000 0 050 0 100 m 0 000 0 050 Du mmm u 7 mg mm 0 025 0 075 b 0 025 0 075 4 3116e 5 Max 3 4492e 5 2 5
138. 8 bzgl des seitlichen Ausbiegens der L ngsstege e Numerische Untersuchung einer einzelnen Wandscheibe Da im Vorfeld bereits vermutet wurde dass die zuvor beschriebene L ngsrissbildung in den Querstegen auf Quer und Spaltzugspannungen beruht die nachfolgend die Gesamtstabilit t des Tragsystems von gelochten W rmed mmsteinen gef hrdet werden vergleichende Berechungen an einer einzelnen Wandscheibe durchgef hrt Diese numerischen Berechnungen sollen zeigen dass auch innerhalb der theoretischen FE Berechnungen f r die einzelne Wandscheibe h here Traglasten simuliert werden k nnen als f r das Tragsystem aus L ngs und Querstegen der Probe S1 Dadurch k nnten auch die mechanischen Versagensmechanismen abgebildet werden die zu den im Versuch experimentell festgestellten Druckfestigkeitsminderungen bei Bezug auf Axe des belasteten Steinquerschnitts gef hrt haben Die konisch zulaufende Wandscheibe wird aus dem 5 4 FE Berechnungen zum Einfluss verschiedener Steifigkeiten im Steinquerschnitt 141 L ngsstegbereich der Probe S1 entnommen und weist die Abmessungen 204 2 x 20 8 24 3 x 238 mm auf Die Materialparameter werden entsprechend den nichtlinearen und linear plastischen Berechnungen des Probek rpers S1 Tabelle 5 7 beibehalten Es wird f r die Steinausschnitte S1 und S2 sowie f r den gesamten Lochstein selbst angenommen dass durch das Aufrei en der Querstege infolge Querzug und Spaltzugspannungen Lastexzentrizit ten
139. 85 2000 Engineer Manuals Engineering and Design Standard Practice for Concrete for Civil Work Structures US Army Corps of Engineers Headquarters USACE Publication Depot Hyattsville USA March 2001 F cke A Stempniewski L Baur M Vulnerabilit tsanalyse von Bauwerken mit erh htem Erdbebenrisikospotenzial 2 Forum Katastrophenvorsorge Extreme Naturereignisse Folgen Vorsorge Werkzeuge 24 26 September Leipzig 2001 Faust T Herstellung Tragverhalten und Bemessung von konstruktivem Leichbeton Dissertation Universit t Leipzig 2000 Faust T Leichtbeton im Konstruktiven Ingenieurbau Verlag Ernst amp Sohn Berlin 2003 James Ferguson A History of Architecture in All Countries 3rd edition Ed R Phen Spiers F S A London 1893 Vol I p 320 F d ration Internationale du B ton CEB FIB Holand I et al Lightweight aggregate concrete recommended extensions to Model Code 90 identification of research needs part 1 technical report part 2 case studies state of the art part 3 Fib Bulletin 8 May 2000 F d ration Internationale du B ton CEB FIB Holand I et al Lightweight aggregate concrete Codes and standards State of art report prepared by Task Group 8 1 F b Bulletin 4 May 1999 9 Literatur Gab05 Glo04 Gol08 Gra07 Gun00 Guo02 Hak01 Hal49 Hal69 H r08 Hau06 Heg02 Heg03 Heg07 Her80 Her97 Hof07 H6
140. 869e 5 1 7246e 5 8 6231e 6 0 8 095e 6 1 619e 5 2 4285e 5 3 238e 5 Min Abbildung C 20 Darstellung exemplarischer Berechnungsergebnisse f r die Probe S1 Verformung in x und y Richtung der Quersteg f r den letzten Lastschritt 4 1 N mm Querschnittsbelastung f r Fall b mit konischen Stegen und bilinearer plastischer Materialkennlinie A 34 C Anhang Gr en und Schlankheitseffekte f r LAC e Bruchkriterien Den weiteren nichtlinearen FE Berechnungen liegt das Bruchmodell von William und Warnke Wil74 f r den bereits in Abbildung 5 39 vorgestellten dreidimensionalen Hauptspannungsraum zugrunde Es basiert auf einer 5 Parameterdarstellung wobei die Modellparameter bezogene Gr en sind und auf typischen Betonfestigkeitskennwerten wie der einaxialen Druck und Zugfestigkeit aber auch auf der biaxialen Druckfestigkeit sowie daraus bestimmten hydrostatischen Spannungszust nden beruhen Das Bruchkriterium auf Basis von mehraxialen Spannungszust nden kann wie folgt beschrieben werden ANSO7 Fan Gl C 2 Mit F Funktion in Abh ngigkeit des Hauptspannungszustandes 61 gt 02 gt 63 S Bruchfl che in Abh ngigkeit der Hauptspannungen und f nf Materialparametern E einaxiale Druckfestigkeit Dabei kann die Bruchfl che in vier unterschiedliche Bruchzust nde klassifiziert werden die sich entsprechend der in Wil74 vorgestellten Bruchtheorien wie folgt gliedern e Druck Druck Druck Bereich 0 gt o1 202 2 03 e
141. AC Eigenschaftswerte sollten im Anschluss an ein Traglastmodell f r monolithische Mauersteine und mit den Erkenntnissen aus der Marktstudie neue Mauerstein Prototypen entwickelt werden Da die Kenntnis der Herstellung von LAC Betonen bei den Herstellern von Mauersteinen 1 d R auf Erfahrungswerten beruht mit lokal variierenden Produktionsbedingungen und unterschiedlich verwendeten Leichtzuschl gen sowie der geringen Dokumentation des Baustoffs n der bisherigen Literatur wird in Kapitel 4 gezielt der Leichtbetonentwicklung nachgegangen Neben dem Mischungsentwurf Optimierungsversuchen und Anpassungen von ausgew hlten LAC Rezepturen in der gro technischen Produktion im Kooperationswerk werden auch die f r die Prototypentwicklung ma gebenden Betonkennwerte wie die Trockenrohdichte die W rfel und Zylinderdruckfestigkeit der E Modul sowie die W rmeleitf higkeit von Platten aus LAC in einem Rohdichtebereich von 500 bis 2000 kg m bestimmt Diese Parameter werden auch analytisch in Abh ngigkeit der Trockenrohdichte bzw der Druckfestigkeit beschrieben Dar ber hinaus werden an den f r die Produktionsversuche ausgew hlten Betonen im Trockenrohdichtebereich von 600 bis 1900 kg m weitere mechanische Kennwerte zu Bemessungszwecken f r die Modellbildung und zur Prototypentwicklung bestimmt Dies sind zum einen die Vollsteindruckfestigkeit die Spannungs Dehnungs Linien sowie die Biegezugfestigkeit an Normbalken f r LAC und an kleinformat
142. Abbildung 2 5 Perlite und Vermiculite weisen dagegen sehr geringe Sch ttdichten von ca 80 bis 300 kg m auf und besitzen deshalb auch nur geringe Kornfestigkeiten so dass sie nicht zur Anwendung in tragenden haufwerksporigen Leichtbeton kommen Perlite ist ein wasserhaltiges vulkanisches Glas das zerkleinert in Schacht fen sehr schnell bis zum Schmelzpunkt erw rmt wird Das dabei freigesetzte Wasser verdunstet und bildet Blasen in der geschmolzenen Glasmasse wodurch das urspr ngliche Volumen um ca das 20 fache vergr ert wird Fau03 Vermiculit ist ein Mineral dass aus sehr d nnen Schichten mit darin eingeschlossenem Wasser besteht Bei Temperaturen von 700 1000 C verdampft das eingelagerte Wasser so dass die Schichten separiert werden und durch die verbleibenden Lufteinschl sse das Volumen um 20 bis das 50 fache vergr ert wird Bl hglimmer JELC98 2 1 Kenntnisstand ber haufwerksporigen Leichtbeton LAC 15 Bl hton 4 8 raue Sinterhaut von Bl hton Abbildung 2 6 Beispielhafte Darstellung einiger Leichtzuschl ge und einzelner Bl htonk rner mit Sinterhaut Mitte 2 1 4 Einfluss des Herstellungsprozesses und der Lagerung auf die Festigkeit von LAC Heutzutage wird LAC berwiegend in der werksm igen Produktion von Fertigteilen verwendet Wandtafeln werden z B ber Vibrationstische die mit R ttelwalzen ausgestattet sind verdichtet Thi05 Kar04 Die in dieser Arbeit behandelten Mauersteinerzeug
143. Ach00 eingehend dargelegt Denn f r das Zulassungsverfahren ist gem dem DIBt erlaubt neben Messungen im Wandaufbau z B nach DIN 5261 1 1 bzw ISO 8990 auch den Bemessungswert der W rmeleitf higkeit der Ausgangsmaterialien zu bestimmen und ber 3D Finite Elemente Modelle die Steinkonstruktion mit Einfluss der Lagerfugen bez glich ihrer quivalenten W rmeleitf higkeit Aequ Zu berechnen DIBt03b Dieser Weg wurde auch im Vorfeld der Protoypentwicklung beschritten da f r die Entwurfsberechnungen nicht alle Prototypen in gro er Zahl f r experimentelle Wand bzw Plattenger tmessungen nach DIBt03 hergestellt werden konnten Der Bemessungswert der W rmeleitf higkeit des haufwerksporigen Leichtbetons LAC f r die inneren Tragschalen der Sandwich und Verbundkonstruktionen wurde an den eigens entwickelten Rezepturen durch Messungen von Platten aus LAC im Plattenger t im trockenen Zustand und durch Bestimmung des Feuchteumrechnungskoeffizienten nach DIN EN ISO 10456 und Einstufung des resultierenden Wertes nach DIN V 4108 4 2007 06 bestimmt vgl Kapitel 4 5 bzw Kap 4 7 und Tabelle 4 5 Putzschichten bleiben bei den Entwurfsberechnungen unber cksichtigt weil alleine der Steinaufbau und die Optimierung untersucht werden soll Die vertikale Sto fuge und horizontale Lagerfuge werden in der Rechnung als dicht geschlossene Scherben bzw D mmstoffschichten ohne m gliche Luftspalte simuliert Der Stein wird mit adiabatischen Berandung
144. Analysis Size and Slenderness Effects load carrying model prototype development market study thermal conductivity compressive strength RESUM L actualit concernant le besoin urgent de r duire les besoins en Energie de chauffage primaire cause majeure d amp mission de CO gaz effet de serre a pouss l Universit du Luxembourg mener et intensifier ses recherches sur les possibilit s d isolation thermique des maisons et b timents De nombreux nouveaux produits de construction de murs sont apparus ces derni res ann es les ma tres d oeuvre devant respecter les nouvelles r gles de construction nationales et europ ennes en particulier en France la R glementation Thermique 2000 ou 2005 L un des objectifs du projet concerne le d veloppement de nouveaux blocs hybrides l gers isolants Une tude de march europ enne concernant 15 diff rents blocs isolants a permis de r v ler leurs performances r elles et leurs caract ristiques techniques Cette tude a aussi permis de mettre en vidence le potentiel d optimisation du b ton l ger et des performances des blocs de b ton l ger de densit inf rieure 800 kg m par exemple Vbl SW 2 Le choix d un syst me de construction de murs est bas essentiellement sur la connaissance des valeurs des caract ristiques m caniques et thermiques du b ton l ger et sur l influence des formes g om triques des blocs sur la r sistance en compression et l iso
145. Bn UNIVERSITE DU LUXEMBOURG PhD FSTC 11 2010 Fakult t f r Naturwissenschaften Technologie und Kommunikation DISSERTATION verteidigt am 11 06 2010 n Luxemburg zur Erlangung des Titels DOCTEUR DE L UNIVERSITE DU LUXEMBOURG EN SCIENCES DE L INGENIEUR von Nadine Leufgens geboren am 20 September 1980 in Stolberg Allemagne MECHANISCHE UND THERMISCHE UNTERSUCHUNGEN ZUR ENTWICKLUNG EINES WARMEDAMMSTEINES AUS LEICHTBETON Pr fungskommission Ass Prof Dr Ing Dani le Waldmann Betreuerin der Doktorarbeit Faculte des Sciences de la Technologie et de la Communication Universite du Luxembourg Prof Dr Ing Stefan Maas Faculte des Sciences de la Technologie et de la Communication Universite du Luxembourg Prof Dr Ing Arno Z rbes Vorsitzender der Pr fungskommission Faculte des Sciences de la Technologie et de la Communication Universite du Luxembourg Univ Prof Dr Ing Karl Christian Thienel Institut f r Werkstoffe des Bauwesens Universit t der Bundeswehr M nchen Univ Prof Dr Ing Christoph Gehlen Lehrstuhl f r Baustoffkunde und Werkstoffpr fung amp Centrum Baustoffe und Materialpr fung cbm Technische Universit t M nchen Meiner Familie in Dankbarkeit gewidmet La vraie g n rosit envers l avenir consiste tout donner au pr sent ALBERT CAMUS Vorwort VORWORT Die vorliegende Arbeit entstand w hrend meiner T tigkeit als wissenschaftliche Mitarbeiterin an
146. C 1 1 1 Versuchsbeschreibung Die Versuchsdurchf hrung deckt sich mit den in Kapitel 4 beschriebenen Biegezugversuchen Zur Untersuchung eines Ma stabeffektes auf die Biegezugfestigkeit werden Balken nach DINEN 1521 der Abmessungen 100 x 100x400 mm allerdings entgegen der Norm im 3 Punkt Biegezugversuch mit aus Vollsteinen geschnittenen Prismen derselben Rezeptur und Herstelltag der Abmessungen 40 x 40 x 160 mm verglichen Es soll gezeigt werden wie sich die kleineren Probenabmessungen im Vergleich zu den Standardprobek rpern nach Norm auf die Biegezugfestigkeit auswirken da die modellm ig zu erfassenden Lochsteine aus LAC des Typs Vbl SW filigrane Innenstege aufweisen die weit unterhalb der Standardabmessungen von Balken zur Biegezugpr fung liegen C 1 1 2 Resultate Nachfolgende Abbildung C 5 zeigt den Vergleich der Biegzugfestigkeiten an Normbalken der Abmessungen 100 x100 x 400 mm gegen ber kleinformatigen Prismen 40 x40 x160 mm f r LAC der Rezepturenentwicklung im Trockenrohdichtebereich von 700 bis 1950 kg m Die Prismen wurden parallel zur Verdichtungsrichtung aus dem mittleren Volumen aus Vollsteinen geschnitten um Rand bzw Oberfl cheneffekte durch Hydratation und Trocknungsschwinden und daraus resultierenden Eigenspannungen auf die Biegezugfestigkeit auszuschlie en Die Wahl der Schnittrichtung f r die Prismen entspricht ebenfalls der Verdichtungsrichtung und Lastabtragsrichtung der schmalen L ngsinnenstege in Loc
147. D mmstoffdicke in mm Gesamtwandst rke in mm U Wert bei Aiso 0 U Wert bei Aiso 0 035 W mK U Wert bei Aiso 0 03 W mK nat rl Dammstoff ASO 0 06 Verwendung f r Geschosswohnungsbau Legende Gewicht 15 22 kg 0 23 W mK mm 497 mm 248 mm 5 N mm 323 kN 290 420 Gewicht 28 84 kg gt 12 N mm gt 775 KN E Anhang Prototypentwicklung Variante 1 Rohdichte LAC Gewicht 20 23 kg W rmeleitf higkeit LAC 0 23 W mK Vollblockdicke REN Kit Vorsatzschale 50 mm 497 mm 248 mm Druckfestigkeit LAC 5 N mm Fzul 185 200 240 380 420 U Wert bei Aiso 0 04 W mK U Wert bei Aiso 0 035 W mK U Wert bei Aiso 0 03 W mK naturi Dammstoft AIS0 0 065 W mK Verwendung f r Ein und Zweifamilienhaus Variante 2 Rohdichte LAC Gewicht 29 81 kg W rmeleitf higkeit LAC Vollblockdicke Vorsatzschale Druckfestigkeit LAC Fzul D mmstoffdicke in mm 200 Gesamtwandst rke in mm 380 ee U Wert bei Aiso 0 04 W mK U Wert bei Aiso 0 035 W mK U Wert bei Aiso 0 03 W mK naturl Dammstoft A1S0 0 065 W mK Verwendung f r Geschosswohnungsbau nicht geeignet nach neuer Gesetzgebung U gt 0 32 W m K gesetzliche Mindestanforderung U lt 0 32 W m K Erreichung der Energieeffizienzklasse D U lt 0 26 W m K Erreichung der Energieeffizienzklasse B U lt 0 20 W m K Erreichung der Energieeffizienzklasse A U lt 0 15 W m K Abbildung E 5 Darstellung der Ausw
148. D 1 3 Numerisches Verfahren nach der Maximum Likelihood Methode A 40 D 2 Einfluss von Lastausmitten auf die Querschnittstragf higkeit A 40 D 3 Ableitung einer analytischen Beziehung der Querzugspannungen mit Hilfe der Elastostatik a een A 44 D 3 1 Herleitung einer Bruchbedingung Flie regel f r das Druckversagen der Qliersiegbereiche ne een een A 48 D 4 Analytische Beziehungen zur Querzugbeanspruchung auf LAC leste EE A 52 VI Inhaltsverzeichnis DA Herleitung der Gleichung D 14 zur Bestimmung der Nettosteindruckfestigkeit aus Standard Material und Geometriekennwerten bei Aufspalten der Querstege bei 80 EE EE einen Deen A 54 D 5 Detailliertes Berechnungsbeispiel zur Bestimmung der Traglast f r den LOCHSTOIN V2 iii aaa EEE En Ku EEE A 54 D 6 Validierung des Modells an Mauersteinen aus der Marktstudie A 56 E ANHANG PROTOTYPENTWICKLUNG auu22u02u00n00n0nnnnnnunnnnnnnn nun nun nun nun nun n nun nun nnnn nun A 58 E 1 Ausgew hlte Anschlussdetails 22400000200000nnnnnnnnn nn nun nenn ann nenn A 58 KURZFASSUNG Im politischen und gesellschaftlichen Raum wird zur Zeit vermehrt die Notwendigkeit einer nachhaltigen Reduktion des Verbrauchs an Heizenergie bzw einer Reduktion des CO Aussto es diskutiert Damit wurde auch gerade in den letzten Jahren die Forderung nach einem baulichen W rmeschutz von Wohngeb uden verst rkt weshalb der Mauerwerkssektor stark n Be
149. DIN 52612 1 bzw EN 12664 im Einplattenverfahren in einem Plattenger t mit Gradientenschutz Abbildung 4 7 im trockenen Zustand ox gemessen Das Messverfahren sowie die Berechnung der W rmeleitf higkeit aus den gemessenen W rmestr men ist bereits in Kapitel 3 im Detail erl utert so dass an dieser Stelle nicht mehr n her auf die Plattenapparatur und die zur Berechnung des Bemessungswertes der W rmeleitf higkeit ma gebenden Kennwerte wie den Feuchte Umrechnungsfaktor Fma bzw Koeffizienten f und fy eingegangen wird Abbildung 4 7 Exemplarische Darstellung einer Platte aus der Leichtbetonentwicklung im Messraum der Plattenapparatur im Einplattenverfahren Pro Leichtbetonrezeptur werden als Pr fserie unabh ngige Messungen an drei verschiedenen Platten durchgef hrt Lediglich f r die Mischungen im h heren Rohdichtebereich konnten nur 2 Platten hergestellt und getestet werden 4 5 2 Rohdichte Lambda Relation F r die entwickelten LAC Rezepturen nach Kapitel 4 3 ist in Abbildung 4 8 das Verh ltnis von der Trockenrohdichte zur im Einplattenverfahren gemessenen W rmeleitf higkeit Ain im trockenen Zustand der Proben durch nichtlineare Regression als Lambda Rohdichte Relation dargestellt Es ergibt sich ein exponentieller Zusammenhang zwischen beiden Parametern Das Bestimmtheitsma R von 0 98 best tigt die gute Korrelation der nichtlinearen Regression f r einen Bereich der Trockenrohdichte von 500 bis 1800 kg m In
150. E Modul ber den Steinquerschnitt um 10 geringer ausf llt als bei ber die L ngstege variablen E Moduln Die max berechneten Quer und Spaltzugspannungen liegen f r beide Berechnungsmodelle oberhalb der angesetzten Materialzugfestigkeit von 0 4 N mm e hohe lokale Hauptzugspannungen ox nahe des Randbereiches durch behinderte Querdehnung Festeinspannung f r beide FE Berechnungen mit konstanten und variablen E Moduln resultieren s Abbildung 5 30 und Abbildung 5 31 Dadurch wird der kritische Grenzwert der Zugspannungen im Bereich der Querstege nahe der Lasteinleitungsfl che eher erreicht so dass im Versuch der gesamte Stein aufgrund des lotrechten Aufbrechens der Querstege ber die Steinh hen in einzelne L ngsstege geteilt wird und das Tragsystem aus L ngsstegen anschlie end versagt vgl Abbildung 5 22 und Abbildung 5 23 Eine solche S ulenbildung wird auch f r andere Lochsteinmaterialien wie Hochlochziegel in der Literatur belegt Schu00 Neben den bekannten Querzugbelastungen aus der Zwangsbeanspruchung durch die Verformungsbehinderung im Lasteinleitungsbereich wie es bereits in Kapitel 5 1 3 theoretisch von Schle75 anhand der Scheibentheorie begr ndet wird kommt es bei Lochsteinen zu sehr ungleich verteilten lotrechten Druckbeanspruchung s Abbildung C 13 Anhang C Diese f hren dann zus tzlich zu dem real beobachteten Spaltzugversagen der Querstege s Kap 5 2 4 wie auch Ber00 Eine genauere Bes
151. E Modul nach Kapitel 2 aus der Druckfestigkeit fe und Trockenrohdichte o des Materials prognostiziert werden so dass nur A 52 D Anhang Modellbildung diese beiden Parameter experimentell durch z B Vollstein oder W rfeldruckversuche zu bestimmen sind Aus der Darstellung in Abbildung D 11 k nnen z B f r die untersuchten Lochsteinstrukturen des Lochsteins der Produktionsserie V2 auf Bl htonbasis und den daraus entnommenen Steinausschnitten S1 und S2 hnlich wie aus Bemessungsnomogrammen im Massivbau die Steindruckfestigkeiten zum Zeitpunkt des Aufspaltens der Querstege als ausl sender Versagensmechanismus bei 80 90 der Bruchlast in Abh ngigkeit der Materialdruck und Zugkennwerte abgelesen werden 1 Lochstein Serie V2 0 9 Lochsteinausschnitt V2 S1 Lochsteinausschnitt V2 S2 0 8 0 7 0 6 0 5 0 4 brutto Dp a O0 LAC 0 3 0 2 experimentell getesteter Wertebereich 0 1 0 0 2 5 5 7 5 10 12 5 15 17 5 20 22 5 ei f 0 LAC cc BZ Abbildung D 11 Nomogramm zum Einfluss der einaxialen Materialdruck und Spaltzugtragf higkeit unter lokalem Druck oo Lac f cc sz gegen ber der bezogenen genormten Brutto Steindruckfestigkeit B oo Lac f r die Referenzlochsteinserien V2 Folglich konnte das Ziel der analytischen Beschreibung der Versagenskriterien der im speziellen betrachteten Vbl SW Lochsteine unter Ber cksichtigung de
152. Einfluss der Steifigkeitsverh ltnisse im Beton auf den Lastabtrag Fau03 Wie aus der vorherigen Abbildung zu entnehmen wird die Druckbeanspruchung berwiegend ber die steiferen Komponenten weitergeleitet Je gr er also der Steifigkeitsunterschied ist desto gr er sind damit auch die Umlenkkr fte und die Zugspannungen in Querrichtung zu den Drucktrajektorien Da sowohl f r den Zementstein als auch f r den Zuschlag die Zugfestigkeit bekanntlich deutlich geringer ist als die Druckfestigkeit bestimmen die Querzugspannungen die Druckfestigkeit eines Betons ma geblich Demnach verlaufen bei Normalbeton die Drucktrajektorien von Zuschlagskorn zu Zuschlagskorn Die Betondruckfestigkeit wird f r diesen Fall als Funktion der M rteldruckfestigkeit angegeben Bei Leichtbeton hingegen sind die Leichtzuschl ge wie Aussparungen im Gef ge zu betrachten so dass die Hauptdruckspannungslinien um die Zuschl ge herum gef hrt und Querzugkr fte in der Matrix oberhalb und unterhalb des Zuschlags eingeleitet werden Bei Normalbeton wird davon ausgegangen dass die Kontaktzone eine herstellungsbedingte Schwachstelle darstellt Grund sind die relativ dichten Normalzuschl ge die h ufig von einem Wasserfilm umgeben sind wodurch die Haftung von dem sich bildenden Zementstein zum Korn verringert wird Dies u ert sich im Belastungsversuch von Normalbetonen mittlerer Festigkeit durch oft zu beobachtende Risse um die Zuschl ge herum Fau03 ELC98a 2 1 K
153. Energieeinsparverordnung EnEV oder der RT 2005 in Frankreich bzw dem Reglement grand ducal Performance Energ tique des b timents d habitation in Luxemburg RGD07 zu einer immer strengeren Forderung nach einem baulichen W rmeschutz Neben der Reduktion des Jahresprim renergiebedarfs bestehen in den deutschen und luxemburgischen Regelwerken aber auch Anforderungen an die Transmissionsverluste durch die Geb udeh lle in Form von maximal festgesetzten U Werten In Luxemburg betr gt der aktuelle Grenzwert zur Erf llung des Mindestw rmeschutzes f r Au enw nde z B zur Zeit 0 32 W m K Allerdings unterliegen die Einsparverordnungen st ndigen Novellierungen so dass zuk nftig mit immer niedrigeren Grenzwerten des W rmedurchgangskoeffizienten zu rechnen ist Die Entwicklung der letzten Jahre auf dem Mauersteinsektor zeigt durch den zunehmenden Konkurrenzdruck unter den Herstellern eine st ndige Verbesserung der W rmed mmeigenschaften ohne dass das Potential bzw die Ausgangsstoffe besonders f r zementgebundene Mauersteintypen bzw f r die Betonrezepturen ver ndert worden w ren Selbst neuere Ver ffentlichungen wie z B von Vo Vo 09 beschreiben zwar haufwerksporige Leichtbetonrezepturen LAC die durch den Einsatz von Bindemittelgemischen aus Zement und nicht n her spezifizierten Compounds zu einem besseren Rohdichte Festigkeitsverh ltnis f hren sollen aber quantitativ belegt werden konnte dies nicht So werden in Vo
154. Festigkeitsverteilung ber die Steinh he gering sind Dazu wurden aus den Vollsteinen m verschiedenen H henlagen W rfel mit 4 ten und jeweils 10 Einzelwerte getestet mm mm 50 170 50 170 50 40 185 40 185 40 Abbildung 5 8 Schnittmuster der hergestellten Hohlblocksteine mit Stegdicken von 50 mm Hl 50 und 40 mm Hbl 40 106 5 Untersuchungen zum Gr en und Schlankheitseffekt auf die resultierende Festigkeit 5 1 4 2 Resultate e Lochsteine Die Druckfestigkeit betrug f r den Vollstein VI ohne Luftkammern zum Pr fzeitpunkt nach 151 Tagen vergleichsweise 7 9 N mm Die in diesen Versuchen erzielten h heren Festigkeiten im Vergleich zu den Angaben der Basiswerte nach 28 Tagen f r den betrachteten Produktionsversuch V1 Nr 1 in Abbildung 5 1 sind im brigen auf eine fortschreitende Hydratation bis zu dem vorliegenden Pr fzeitpunkt nach 151 und wiederholt nach 195 Tagen zur ckzuf hren Durch den unterschiedlichen Hydratationsfortschritt der aus den gr eren zur Verdunstung des Wassers zur Verf gung stehenden Oberfl chen bei Lochsteinen resultiert kommt es zu noch gr eren Festigkeitsunterschieden zwischen Voll und Lochsteinen als bei den Versuchen nach 28 Tagen Die m der Abbildung 5 9 dargestellten Ergebnisse von Lochsteinen Dep Anen v2 die durch Zuschnitt in ihren Geometrien und Steinschlankheiten modifiziert wurden sind auf den Mittelwert der Vollsteinfestigkeit Dep vi zum selben Pr fzeitpunkt nac
155. Grund dessen gro z gige finanzielle Unterst tzung Inhaltsverzeichnis NEIE Ree KURZFASSUNG E e EE E il RESUME ass an Een iii 1 EINLEITUNG en seele 1 1 1 Problemstellung und Motivation uuur uuu000aa000nnnnuonnnnnnnnnnnunnnnnnnnnnnnnnn 1 1 2 ZIEISEIZUNG EE 2 1 3 Veirel GE 3 2 THEORETISCHE GRUNDLAGEN uns EES ENEE 6 2 1 Kenntnisstand ber haufwerksporigen Leichtbeton LAC uuusenn r 6 2 1 1 Grundlagen und geschichtliche Entwicklung von Leichtbeton sssnseennnnenseennneneeenna 6 2 1 1 1 Gef gedichte Leichtbetone Rs 6 2 1 1 2 Porenleichtbeton Schaumbeton i a iea 7 2 1159 POLENDEION BEE 7 2 1 1 4 Haufwerksporiger Leichtbeton LAC 8 2 1 2 Mischungsentwurf und Frischbetoneigenschaften von AC 9 2 1 3 Ausgangsstoffe f r Lechtetone ss 11 2 1 4 Einfluss des Herstellungsprozesses und der Lagerung auf die Festigkeit von LAC 15 2 1 5 Lastabtrag in LAC gegen ber gef gedichten Betonen ssssssseernrrrrreessrrnrrrrresere 21 2 2 Tragverhalten von W nden aus Mauerwerk und unbewehrten Betonen 27 2 2 1 Stand der Technik und Normung zur Bemessung unbewehrter W nde 29 2 2 1 1 Betonbau DIN 1045 1 bzw EC 2 und DIN EN 1520 LAC 29 2 2 1 2 Knicksicherheit von Mauerwerk nach EC 6 bzw DIN 1053 100 snsnnneenneeennneennn 33 2 3 Modellierung der einaxialen Spannungs Dehnungs Beziehung 35 2 3 1 Analyse normativer Werkst
156. Herstellung und Konformit t Anwendungsregeln zu DIN EN 206 1 Deutsches Institut f r Normung e V Beuth Verlag Berlin August 2008 Tragwerke aus Beton Stahlbeton und Spannbeton Teil 1 Bemessung und Konstruktion Deutsches Institut f r Normung e V Beuth Verlag Berlin Juli 2001 und August 2008 Pr fverfahren f r Beton Frischbeton Deutsches Institut f r Normung e V Beuth Verlag Berlin Juni 1991 Mauerwerk Berechnung und Ausf hrung Ausgabe November 1996 Teil 1 Berechnung und Ausf hrung Deutsches Institut f r Normung e V Beuth Verlag Berlin M rz 1996 DIN EN 1097 6 Pr fverfahren f r mechanische und physikalische Eigenschaften von Gesteinsk rnungen Teil 6 Bestimmung der Rohdichte und der Wasseraufnahme Deutsche Fassung EN 1097 6 2000 AC 2002 A1 2005 Erschienen bei Beuth Verlag GmbH Fassung Dezember 2005 DIN EN 1097 5 Pr fverfahren f r mechanische und physikalische Eigenschaften von Gesteinsk rnungen Teil 5 Bestimmung des Wassergehaltes durch Ofentrocknung Erschienen bei Beuth Verlag GmbH Fassung Oktober 1999 amp Mai 2008 Vorgefertigte Bauteile aus haufwerksporigen Leichtbeton Deutsche Fassung EN 1520 AC 2003 amp Deutsche Fassung prEN 1520 2007 Deutsches Institut f r Normung e V Beuth Verlag Berlin Juli 2003 amp Oktober 2007 Bestimmung der Biegezugfestigkeit von haufwerksporigem Leichtbeton Deutsche Fassung EN 1521 Deutsches Institut f r Normung e V Beuth Verlag Berlin
157. I 52 5 N verwendet technisches Datenblatt s Anhang B 1 4 2 Verwendete Ausgangsmaterialien 63 e Zusatzstoffe Zus tzlich wurde bei einigen Rezepturen Steinkohlenflugasche SFA vgl Kapitel 2 als F ller hinzugegeben die sich in den Zwischenr umen der gr beren K rnungen ablagert und das Feststoffgef ge Matrix verdichtet Somit werden die Hohlraumausf llung und die Festigkeit der Rezeptur erh ht ohne einen wesentlichen Einfluss auf die W rmeleitf higkeit zu bewirken Dar ber hinaus wirkt sich die puzzolanische Reaktion der SFA positiv durch die Reduktion der Hydratationsw rme auf die Zementerh rtung aus da feine Risse im Zementstein zwischen den Zuschl gen m Bereich des Punkt zu Punkt Kontaktes vermieden werden k nnen n here Erl uterungen s Kapitel 2 1 3 und Anhang B 2 e Gesteinsk rnungen Als Gesteinsk rnungen werden porige Leichtzuschl ge nach DIN EN 13055 1 sowie f r den h heren Rohdichtebereich auch Normalzuschl ge wie dolomitischer Kalksteinsplitt und Natursand verwendet Die einzelnen verwendeten Zuschlagsarten k nnen der nachfolgenden Tabelle 4 1 mit Angabe wichtiger technischer Kenndaten entnommen werden Dabei sind die unterschiedlich verwendeten leichten Gesteinsk rnungen je nach Hersteller mit den Buchstaben A bis D gekennzeichnet Wie bereits in Kapitel 2 1 3 erl utert sind bei der Herstellung von Bauteilen aus haufwerksporigem Leichtbeton LAC vor allem neben der Kornrohdichte des Zuschlags a
158. Ing habil Model Formation in Vibratory Compaction of Concrete Published in Concrete Precasting Plant and Technology Issue 2 1992 S 101 106 K hlmeyer M Statistische Auswertungsmethoden f r Ingenieure Springer Verlag Berlin 2001 Kunz J Druckbelastungsgrenzen von St ben geringer Schlankheitsgrade Erschienen in Konstruktion Zeitschrift f r Produktentwicklung und Ingenieur Werkstoffe VDI Springer Verlag Heft 4 S 94 98 2008 Kvande T Investigations of some Material Properties for Structural Analysis of LECA Masonry Norwegian University of Science and Technology Faculty of Civil Engineering Dissertation March 2001 L pple V Einf hrung in die Festigkeitslehre Lehr und bungsbuch Kapitel 6 Fiedr Vieweg amp Sohn Verlag Wiesbaden 2006 Leufgens N Waldmann D Maas S Z rbes A Development of Hybrid Light Concrete Bricks with Improved Heat Insulating Properties Third Scottish Conference of Postgraduate Researchers of the Built and Natural Environment PRoBE 2007 Conference Proceedings November 2007 pp 277 289 Leufgens N Forschungsbericht II Projekt ITM Untersuchung des finnischen Mauersteins MEH 380 und Vorstellung erster Neuentw rfe Universit de Luxembourg unver ffentlicht Mai 2007 Leufgens N Forschungsbericht IV Projekt ITM Abschluss der Marktstudie Leichtbeton und Prototypentwicklung sowie Untersuchung des Einflusses der Pr fk rpergeometrie und Schlankheit auf die Druckfestig
159. Leichtbeton Bemessung von bewehrten und unbewehrten W nden aus haufwerksporigem Leichtbeton DIN 1053 100 2006 08 Mauerwerk Teil 100 5 bzw Berechnung auf Grundlage des semiprobabilistischen a DIN 1053 100 2007 09 Sicherheitskonzeptes Bem unbewehrte Mauerwerksw nde nach K dem vereinfachten und genaueren Verfahren S EC 6 Eurocode 6 5 Bemessung und Konstruktion von Mauerwerksbauten Teil 1 1 S DIN EN 1996 1 1 2006 01 Allgemeine Regeln f r bewehrtes und unbewehrtes Mauerwerk S Teil 3 Vereinfachte Berechnungsmethoden f r unbewehrte DIN EN 1996 3 2006 04 Mauerwerksbauten Bem unbewehrte Mauerwerksw nde nach dem vereinfachten und genaueren Verfahren 2 2 1 1 Betonbau DIN 1045 1 bzw EC 2 und DIN EN 1520 LAC Die Bemessung von unbewehrten Betonquerschnitten erfolgt nach DIN 1045 1 2001 und 2008 Absatz 8 6 7 auf Basis von stark vereinfachten Rechenannahmen nach dem Verfahren von Haller Hal49 Hal69 Heg07 Dieses Verfahren wird in Hal69 und Kri91 im Einzelnen vorgestellt Es liegt die vereinfachte Annahme zugrunde dass die Biegelinie schlanker Bauteile beim Stabilit tsversagen einen sinusf rmigen Verlauf aufweist F r die Berechnung der Querschnittstragf hi gkeit wird ein Spannungsblock auf einen um den Faktor reduzierten Wandquerschnitt angesetzt vgl Abbildung 2 19 Dieser Ansatz entspricht nicht dem realen Materialverhalten von gef gedichten Betonen sondern er geht von der Idealisierung der aufgebrachten Dr
160. Lochsteine nicht ohne weiteres bertragbar sind Tabelle 5 3 Empirische Ans tze zur Beschreibung des Formateinflusses von Mauersteinen Autor Umrechungsformel Referenzprobek rper Literaturstelle dimensionsgebunden Abmessungen Beer Schubert f a l e Bee05 a b c Koeffizienten aus Regressionsrechnung mit W rfel mit 100 AA Leichtbeton LC a 1 36 b 1 61 c 0 97 f r LAC Vollsteine Kantenl nge a A h min I b 6 96 fa SE LE Us W rfel 20 en Tu rfel von 20 cm Kasten Kas80 10 a E Kantenl nge A Druckfl che des Steins in mm AW Druckfl che W rfel in mm Un Umfang der Druckfl che Stein in mm 5 1 4 1 Versuchsbeschreibung Um auch experimentell einen Beleg f r weitere Einflussfaktoren und gegenseitige Beeinflussungen von verschiedenen Parametern auf die Druckfestigkeit zu erlangen wurden zudem unterschiedliche Steinkonfigurationen durch Zuschnitt der Lochsteine s Abbildung 5 1 im Vergleich zum ungeschnittenen Referenzstein Vbl SW 2 Format 20 DF aus der Versuchsserie V2 Nr getestet Die Druckfl chen der jeweiligen Steine wurden vor der Pr fung gem dem Referenzverfahren nach DIN V 18152 mit Gips abgeglichen und kraftgeregelt getestet In einer ersten Versuchsreihe wurden jeweils drei Einzelsteine je Pr fserie nach 151 Tagen untersucht Analysiert wird der Einfluss der Schlankheit infolge der Querdehnungsbehinderung bzw der Randst rung durch die Druckplatten auf 5 1 Untersuchunge
161. Menisken zwischen den Zuschl gen f r optimale Festigkeitseigenschaften einzustellen ist Auch ist die Leichtzuschlagsart und der Wassers ttigungsgsrad der K rnung sowie die Kornform und Sieblinienabstufung Haufwerksporigkeit und die in der Herstellung von Betonfertigteilen mittels station ren Betonsteinfertigern ber die Schalungen eingetragene Verdichtungsenergie unter Schockvibration Kuc92 ma gebend f r die zu erreichende Festbetonstruktur und damit Endfestigkeit des LAC Jedoch konnten der Literatur weder aktuelle systematische Materialuntersuchungen mit derzeit auf dem Markt verwendeten leichten Gesteinsk rnungen zum Rohdichte Festigkeits und gleichzeitig W rmeleitf higkeits Verh ltnis noch zu den f r Normalbeton bekannten Umrechnungsfaktoren von z B Gr en und Schlankheitseffekten von kompakten LAC Pr fk rpern gefunden werden Untersuchungen zu Gr en und Schlankheitseffekten z B an W rfeln unterschiedlicher Kantenl nge und an Zylindern und Prismen unterschiedlicher Schlankheiten Mie97 Alb67 Lew71 Schle75 sowie auch an Steinen unterschiedlicher Formate Kas80 Bee05 wurden im letzten Jahrhundert f r Normalbeton fundiert untersucht und m ndeten in normativen Umrechnungsfaktoren Auch ist zurzeit mit der DIN EN 1520 nur eine europ ische Norm im Umlauf die die Bemessung f r haufwerksporige Leichtbetonbauteile regelt Die Wissens und Normenvielfalt die zur Bemessung von Normalbetonbauteilen vorliegt exis
162. Messung der W rmeleitf higkeit ior von Mauersteinprobek rpern DIBt03 weiterentwickelt die n der Fassung von Oktober 2002 den innerhalb dieser Marktstudie vorgestellten Messergebnissen zugrunde liegt Die Pr fung erfolgt in Anlehnung an DINEN 12644 mit dem Ein oder Zweiplattenger t Die Pr fk rper sind jeweils f r die Pr fung im Plattenger t so zusammenzusetzen dass der Verlauf des W rmestroms m Probek rper dem m Mauerwerk entspricht Nach der Richtlinie werden Pr fk rper bis 200 mm Steindicke an ganzen Mauersteinen bei Steinen gr erer Dicke aus parallel zur Ansichtsfl che der Wand halbierten Mauersteinen Halbsteinen gemessen s DIBt03 Deshalb wird dieses Verfahren in der Literatur Sp101 oft als Halbsteinmessung bezeichnet Die Entwicklung dieses Messverfahrens wurde wissenschaftlich durch aufwendige Vergleichsmessungen an Ziegeln durch Wand und Plattenger tmessungen begleitet Sp101 Ach0V Die Plattenapparatur besteht wie n Abbildung 3 1 dargestellt aus einer Messkammer mit Gradientenschutz zur Garantierung eines linearen W rmestroms bei Messung auch von gr eren Probendicken Diese Pr fk rper werden m Einplattenverfahren zwischen einer Heizplatte mit Schutzheizring und einer unteren K hlplatte gelegt Die n Abbildung 3 1 rechts dargestellte Gegenheizplatte dient im Einplattenverfahren der symmetrischen Messanordnung und simuliert eine zweite Probe wie im Zweiplattenverfahren zur Garant
163. Moment nach Theorie II Ordnung M 1 M AM mit AM N w 1 e Dabei wird als Iterationsgrenze infolge der relativ kleinen Belastungen im Vergleich zu gro formatigen Wandscheiben aus dem Beton und Mauerwerksbau eine geringere Variation der Momente f r den letzten Iterationsschritt mit 0 01 statt 0 1 Gun00 zugelassen A es UNI Gu M y5 100 M lt 0 01 Der Nachweis der Tragf higkeit wird auf Grundlage von statistisch abgesicherten Materialkennwerten bzw Mittelwerten der Festigkeiten bei geringem Stichprobenumfang wie folgt gef hrt e Berechnung der bezogenen Ausmitte Gan lt MAN e 2 Zul ssigkeit der Klaffung bis zur Querschnittsmitte mit zul en t lt 0 3 e 3 Berechnung des Traglastwiderstandes N t fb 1 2 amp oft gt Prt f b o 2 N f r den Fall dass die Tragf higkeit der Wandscheiben bzw Innenstege noch nicht erreicht ist Mit 168 6 Modell zur analytischen Beschreibung der Lochsteinfestigkeit Oa 0 7 0 95 Empirischer Reduktionsfaktor zur Ber cksichtigung des Lochanteils bzw Querstegeinflusses und der Ma haltigkeit der Proben Steine einer Pr fserie Py Traglastfaktor zur Ber cksichtigung des Einflusses nach Theorie II Ordnung in Abh ngigkeit der Lastausmitte e und der Probenschlankheit gem Bemessungsansatz in DIN EN 1520 N spezifische vertikale Belastung auf einen einzelnen Innenstegs Der Bemessungswert der aufnehmbaren L ngsdruckkraft Nu stellt in Anlehnung an DIN EN 1520 vel
164. O f r den m verdichteten LAC Beton f r jede Rezeptur der Leichtbetonentwicklung in der Tabelle 4 5 zusammengefasst Bei Betrachtung der Tabelle f llt auf dass besonders die Bl hglasrezepturen Kennung B m Vergleich zu den Bl htonrezepturen A verh ltnism ig teuer sind Es st allerdings zu beachten dass bisher n der werksm igen Herstellung eigentlich nur Bl htonzuschl ge m Kooperationswerk verwendet wurden und die Bl hglaszuschl ge extra f r die Produktions und Laborversuche eingekauft wurden Deshalb ist der Ausgangsstoff Bl hglas doppelt so teuer wie Bl hton Bei regelm iger Fertigung werden erwartungsgem die Preise allerdings noch sinken Zur Verbesserung der Festbetoneigenschaften bei gleichzeitiger Reduktion des Preises f r die Ausgangsstoffe wurden deshalb auch Mix Rezepturen aus Bl hton als Grobzuschlag und Bl hglas als Feinzuschlag St tzkorn entwickelt Wie der Vergleich der Optimierungsversuche in der Produktion in Kapitel 4 3 zeigt ist vor allem die Rezeptur M2 bzgl hres Preis Leistungs Verh ltnisses vielversprechend wenn bedacht wird dass die Rohstoffpreise f r Bl hglas durch eine gr ere Liefermenge sinken werden Die rot eingerahmten Zeilen bezeichnen jene Rezepturen die im Labor entwickelt und in der maschinellen Fertigung durch einen Gro versuch erprobt wurden Die brigen Mischungsrezepturen wurden nur im Labor entwickelt und die Pr fk rper separat hergestellt so dass wegen der
165. Proben auf den gemessen E Modul anschlie end 3 Tage Trocknung G SE Modul B3 Nr 5 nach Feuchtlagerung 23 95 2 Tage Wasser 1 Woche Feuchtlagerung 23 95 1 Tag Feuchtlagerung 23 95 bei 50 C 4 Tage Feuchtlagerung 23 95 9 Tage Wasser 0 500 1000 1500 2000 2500 E Modul MPa Abbildung B 9 Untersuchung des Einflusses einer zyklischen Feucht Wasser und Trockenlagerung auf die E Modulentwicklung B 3 Daten aus der Leichtbetonentwicklung Zugfestigkeit 1 40 1 20 1 00 0 73 0 80 0 60 0 40 Zugfestigkeit N mm 0 20 N S1 MS2 MS3 P1 PO 0 00 E Prisma Nr 1 Prisma Nr 2 EZ Prisma Nr 3 A Prisma Nr 4 7 Prisma Nr 5 BEE Prisma Nr 6 EE Prisma Nr 7 E Prisma Nr 8 C Prisma Nr 9 C Prisma Nr 10 E Mittelwert der gerechneten Zugfestigkeit Abbildung B 10 Zentrische Zugfestigkeit zur ckgerechnet aus Biegezugversuchen nach Kap 4 8 5 f r 5 untersuchte Rezepturen aus Produktionsversuchen C Anhang Gr en und Schlankheitseffekte f r LAC C ANHANG GROBEN UND SCHLANKHEITSEFFEKTE F R LAC C 1 Zu Kapitel 5 1 Gr en und Schlankheitseffekt an Standardpr fk rpern Umrechnungs und Abminderungsfaktoren f r von den normativ vorgegebenen Referenzprobek rpern abweichenden Probengeometrien bei gleicher Schlankheit Tabelle C 1 Norm Anwendungsbereich Vorgefertigte Bauteile DINEN aus hauf
166. SW 2 bzw Vbl SW P 2 DIN V 18152 2003 10 wurden auch Sandwichkonstruktionen mit integrierten Kernd mmungen sowie ein Hohlblockstein mit W rmed mmmaterial verf llten Luftkammern aus LAC nach ihrer jeweiligen Zulassung getestet Zum Vergleich wurden zus tzlich auch Porenbeton Plansteine mit Rohdichteklassen von 0 35 und 0 4 kg dm DIN V 4165 2003 06 und ein Hochlochziegel nach DIN V 105 2 2002 untersucht Die innerhalb der Marktstudie gepr ften Mauersteine mit Spezifizierung des Formats und Materials sind in Tabelle 3 1 aufgef hrt Die Ergebnisse von 15 verschiedenen Mauersteintypen werden aus Diskretionsgr nden verschl sselt mit Gro buchstaben gekennzeichnet Die n den nachfolgenden Kapiteln dargestellten Ergebnisse von thermischen w e mechanischen Untersuchungen wurden zudem 3 2 Messverfahren zur Bestimmung der W rmeleitf higkeit von W rmed mmsteinen 43 durch unabh ngige akkreditierte Pr feinrichtungen n Deutschland f r 3 verschiedene Mauersteintypen best tigt Tabelle 3 1 Kennzeichnung und Spezifizierung der Mauersteine aus der Marktstudie Steintyp Format Zuschlag Meter W rmed mmblock Vol SW 2 0 6 20 DF haufwerksporiger Leichtbeton LAC Bl hton W rmed mmblock DEE 2206 20e EENEG Bl hton W rmed mmblock VblSW2 0 55 20DF aufwerksporiger Leichibeton LAC Bl hton r 8 haufwerksporiger Leichtbeton W rmed mmblock Vol SW 2 0 5 10 DF Naturbims haufwerksporiger Leichtbeton W r
167. TAA aqad IO aqad OM YONFE AN glei 2E5 OS Op HIVDUSDE JUSQUE S0 S06 l g0 908 1 SOS 80 9060 806090 mongo 800 uni gg uiy Some wind L ngzp ebe uucoinue us NS ZS I w SJI04LNOJIOLNY ansz y Ains y3s3 p aws SI IWI ANS IIMWHNESEW gn E HILL KT AID 5 Technisches Datenblatt zum verwendeten Zement f r die Versuche im Mai Juni 2008 Abbildung B 1 A 6 B Anhang Leichtbetonentwicklung SAFA Saalilierasche Wertriebs GmbH Co KG Postfach 24 01 05 D 76604 Baden Baden 072211 5950 Allgemeine technische Produktinformation SAFAMENT HKV Bauprodukt nach DIN EN 450 1 Betonzusatzstoff nach DIN EN 206 1 DIN 1045 1 bereinstimmungszertifikat Reg Nr 206 4 IBAC SAFAMENT HKV ist seit dem 30 September 1990 als Betanzusatzstoff zugelassen und unterliegt seither ununterbrochen einer werkseigenen Produktionskontrolle und bauaufsichtlichen Fremd berwachung Charakteristische physikalische Werte Pr fpa rameter Feinnoit 2lAktivit tsindex im Alter von HRaunpesardiet s Kormrohdichte lte Ausbreitma DIN En 481 1 A oe Me Cure here pont in en Die dergestelten Ergebnisse sind cherakteristische Werte die stadistisch ergoe Schwankungsbrailen oder Mittelwerte wiedergeben Einzelmessungen k nnen daher abweiclrande Ergebnisse aufweisen ipa achik iech produkinio SAFAMENT d va Abbildung B 2 Technisches Datenblatt zur verwendeten Steinkohlenflugasche B 1
168. Theorie aus FE Berechnung und Schi06 Mie97 rechts Einfluss der Probenschlankheit und Reibwiderstand der Druckplatten Mie97 Vli96 5 1 3 1 Versuchsbeschreibung Ziel der nachfolgenden Untersuchungen ist es den Festigkeitsabfall von bis zu 40 des Lochsteines gegen ber einem Vollstein der gleichen Mischungsrezeptur und Rohdichte eines Herstelltages zu erkl ren In einem ersten Schritt werden dazu empirisch separat Gr en bzw Volumeneffekte gegen ber Schlankheitseffekten an Standardpr fk rpern untersucht 100 5 Untersuchungen zum Gr en und Schlankheitseffekt auf die resultierende Festigkeit e Gr en bzw Volumeneffekt Probenform W rfel Zur Untersuchung des Volumeneffektes auf die Druckfestigkeit f r die eigenen Mischungsrezepturen der Vollstein Produktionen V1 Nr 1 und Nr 2 wurden aus diesen Vollsteinen jeweils eine Pr fserie aus 6 W rfeln der Kantenl ngen 100 150 und 175 mm im Nassschnittverfahren ges gt Wegen der Schalungsabmessungen der Vollsteinschalungen mit 175 x 175 x 490 mm b x h x L konnten keine W rfel der Abmessungen 200 mm entsprechend der Referenzw rfel fr herer Normen hergestellt werden Zus tzlich wurden f r die Versuchsserie VI des 1 Produktionstages auch W rfel mit 4 cm Kantenl nge geschnitten um einen Einfluss des Verh ltnisses von Gr tkorn zur kleinsten Probenabmessung gerade m Hinblick auf die schlanken Innenstege von monolithischen W rmed mmsteinen aus LAC zu untersu
169. Verdichtungsrichtung des LAC im Vollstein die durch die verschiedenen orthogonalen Schnitte der Proben aus dem Vollstein ber cksichtigt wurden Die Variationskoeffizienten einer Testserie betrugen bis zu 21 und das 26 2 Theoretische Grundlagen Betonalter des LAC betrug bei Durchf hrung der Tests 5 Monate so dass eine vollst ndige Hydratation des Betons vorliegen sollte Vergleichende Untersuchungen zu Biegezug oder Spaltzugfestigkeiten wurden leider in Rahmen der Arbeit von Kvande nicht durchgef hrt Dies best tigt auch die Aussage von Thienel Th106 dass bei LAC der Unterschied zwischen Zugfestigkeit und Druckfestigkeit geringer ausf llt als bei gef gedichtem Leichtbeton Experimentelle Untersuchungen aus Darmstadt Dar90 ergaben jedoch dass die zentrische Zugfestigkeit von Bohrkernen aus haufwerksporigem Bims Leichtbeton mit Trockenrohdichten von 1200 kg m und Druckfestigkeiten von ca 11 N mm im Mittel nur 0 63 N mm betr gt Generell st aber festzuhalten dass Tests zur zentrischen Zugfestigkeit von LAC nicht genormt sind F r die allgemeine Bemessungspraxis st besonders die Biegezugfestigkeit von LAC von Interesse da dieser Baustoff haupts chlich f r Mauersteine bzw Wand und Deckenelemente eingesetzt wird die 1 d R auf Biegezug und nicht zentrischen Zug beansprucht werden Nach DIN EN 1520 wird die Biegezugfestigkeit nach der zugeh rigen DINEN 1521 an kleinformatigen Balken vgl Kapitel 4 ermittelt F r die Bemes
170. aben aus den Literaturstellen Gol08 und Th105 ausgewertet Der Variationskoeffizient liegt bei den eigenen Untersuchungen unterhalb von 20 w hrend die Testresultate nach Gol08 bereits einen Koeffizienten von 25 aufweisen Selbst bei diesem h heren Variationskoeffizienten sch tzt Goltermann Gol08 die empirische Formel nach EN 1520 zur wirklichkeitsnahen Vorhersage der Biegezugfestigkeit als akzeptabel ein Der Vergleich mit den Literaturangaben verdeutlicht dass die eigenen Leichtbetone sehr gut durch das Verh ltnis von gemessener zu prognostizierter Biegezugfestigkeit fr beschrieben werden k nnen Die so prognostizierten Biegezugfestigkeiten dienen im weiteren Verlauf der Arbeit als Eingangs bzw einfach zu bestimmende Basiswerte zur Vorhersage der Traglast von Mauersteinsystemen bzw Wandscheiben die aus L ngstegen von Lochsteinen entnommen werden 5 00 WEEET Em nn Gang Proben aus Produktion PO P1 u MS1 3 i 4 50 Rohdichtebereich 700 1950 kg m3 j o Messreihe Lit Gol08 4 00 A Messreihen Lit Thi05 350 D Gi 3 00 ET 2 2 50 Ce 1 o ZI F KZ le 200 Fa AA 1 50 A 1 00 ie AA A SE 0 50 7 0 00 0 00 1 00 2 00 3 00 4 00 5 00 f t flk gem MPa Abbildung 4 21 Vergleich zwischen gemessenen und nach DIN EN 1520 prognostizierbarer Biegezugfestigkeit links Darstellung der Balken bei dem 4 Punkt Biegzugversuch e Einfluss der Auflagerung und de
171. ach Kapitel 4 Au erdem wird ein diskreter Rissverlauf im Bereich eines Querstegs anhand des im Versuch erhaltenen Bruchbildes mit angrenzenden L ngsstegquerschnitten abgesch tzt und als Initialriss ber die FE Modellh he durch Reibkontaktelemente simuliert Das ungerissene Betonvolumen zu Beginn der Rechnung wird ber Solid65 Beton Elemente ANS07 abgebildet s Kap 5 4 3 Mit diesem Elementtyp ist es gem den Bruchgesetzen und definierten Flie fl chen des F nf Parameter Modells nach William und Warnke W l74 J g06 f r den dreidimensionalen Hauptspannungsraum m glich die weitere Rissentwicklung im Steinquerschnitt quantitativ zu simulieren Diese Berechnungsergebnisse werden vergleichend demselben S mulationsmodell ohne eingepr gten Initialr ss gegen bergestellt Dargestellt werden nachfolgend einige exemplarische Berechungsergebnisse f r die Pr fk rper als Steinausschnitte V2 S2 mit 3 Luftreihen die dem gesamten Lochstein auch experimentell durch vertikale S geschnitte entnommen wurden hnliche Ergebnisplots und in ihren Aussagen deckungsgleichen PE Berechnungen konnten ebenfalls f r die Probe S1 ermittelt werden Bei den nachfolgend pr sentierten numerischen Berechnungen sind die Pr fk rper aus LAC sowohl mit einer S1 als auch mit drei Luftreihen S2 zuerst mit linear elastischen Materialansatz unter Vorgabe von Grenzzug und Grenzdruckfestigkeiten kraftgesteuert in 10 quidistanten Lastschritten bi
172. agramm f r Querschnitts f r Querschnitts mm Ausmitte ez h 400 dicke t 20 mm dicke t 28mm Abstufung gem mm mm mm Testreihen T1 bis T3 D 3 Ableitung einer analytischen Beziehung der Querzugspannungen mit Hilfe der Elastostatik In Anlehnung an Hilsdorf und Berndt Ber96 kann aus den Elastizit tsgesetzen f r den r umlichen ebenen Spannungszustand unter Annahme eines unendlich ausgedehnten Mauerwerksk rpers die auf den einzelnen Lochstein ber die gesamte Steinh he einwirkende Querzugspannung nach Gl D 4 wie folgt beschrieben werden Eine Herleitung auf Grundlage der Elastizit tstheorie der nachstehend angegebenen analytischen Beziehungen f r die Querbeanspruchungen ber die Kompatibilit tsbedingung in der Kontaktfuge zwischen Stein und Ausgleichsschicht kann dem Anhang D 4 entnommen werden F r weitere Detailinformationen sei auch auf die Literatur zur Modellbildung von Mauerwerk wie Ber05 Zuc06 Mas05 und Ber00 Ber96 verwiesen E LAC St Hd Gips H ac s E m Gips O 07 7 O5 O xs cs h E 0 GI D 4 l luc e Ir l H m l Gips LS 7 S dus Gips E mil Gisps Mit OQZ y Oyst Ox St horizontale Querzugspannungen im Steinquerschnitt in N mm S im Steinquerschnitt auftretende Druckfestigkeit in N mm gleich der mittleren L ngsstegdruckfestigkeit unter Ausschluss von Schlankheitseffekten fe cube150 Ui AC gr Mm rGips Querdehnzahlen des Steinmaterials hier LAC und der Abg
173. ahlmatrix f r Verbund und Sandwichkonstruktion der Varianten VK1 amp 2 sowie SK1 amp 2
174. ain softening of concrete in uniaxial compression Published in Materials and Structures Mat riaux et Constructions Vol 30 May 1997 pp 195 209 Mohamad G Mecanismo de rupture da alvenaria de blocos compressao Universidade do Minho Dissertation Feb 2007 Mohammad G Lourenco P Roman H Mechanics of hollow concrete block masonry prisms under compression Review and prospects Published in Cement and Concrete Composites Vol 29 pp 181 192 2007 M ller H Haist M Selbstverdichtender Leichtbeton Beton Fertigteiltechnik Dez 2004 M ller Ch Wiens U Bewertung der bei der Aufbereitung von Bauschutt anfallendenden Recyclingzuschl ge hinsichtlich der Eignung als Betonzuschlag Baustoffkreislauf im Massivbau BiM Statusseminar Zwischenbericht D 03 BiM Sept 1998 Nemecek J Bittnar Z Experimental investigation and numerical simulation of post peak behavior and size effect of reinforced concrete Published in Materials and Structures Vol 37 pp 161 169 RILEM April 2004 Neunast A Lange F Leichtbeton Handbuch Fachvereinigung Leichtbeton e V Verlag Bau und Technik D sseldorf 2001 Zulassungsbescheid Z 17 1 512 Zweischaliges Mauerwerk mit Kernd mmung aus dreischaligen Leichtbetonbl cken Norsk Leca Erschienen bei Deutsches Institut f r Bautechnik DIBt Berlin April 1994 Nowak B Die historische Entwicklung des Knickstabproblems und dessen Behandlung in den Stahlbaunormen Heft 35 Institut
175. albiegezugfestigkeit tnk 0 81 N mm L ngsstegbreite b nzahl der L ngsstege Stk l ngs 51854 8 N teifigkeit der Stege Gun00 EHER SEET Erl B 1404655555 Nmm 1404 66 kNm 4 Knickl ngenberechnung nach EULER he 517 06 mm ungewollte Ausmitte e 0 595 mm Belastung q infolge Druck aus Querstegen Achsabstend Querstege aix 93 6 mm q 5az 0sz aix 44 77 N mm Mitte Mo 105653 11 Nmm halbe H he m eon M N 0 41 mm Anzahl der freien Luftkammerl ngen 5 Stk oben unten Eingspannung My 211306 23 Nmm oben unten H he m epu M N 0 81 mm 5 Berechnung der Kr mmungen Schritt 0 Km 1 r 1 50377E 05 1 mm Ko u 1 r 3 03146E 05 1 mm 6 Wia 0 0456 mm W4 Wmaxteatek 0 6406 mm mit ex 0 AMi N w 1 33220 52 Nmm M Mi AMi 138873 64 Nmm ey t My Nt 0 12 mm mm lt 0 3 11 e 2 68 mm lt t 3 7 33 mm Klaffen des Querschnitts bis t 2 Iteration mm mm mm mm Nmm Nmm 0 0 00 2049 gt 5 34 3 175 4 0 61 5 0 22 6 1 5650E 04 3 0315E 05 75321 180974 0 08 7 1 5668E 04 3 0315E 05 75373 181026 0 03 1 5676E 04 3 0315E 05 75399 181052 0 004 1 5677E 04 3 0315E 05 75401 181054 0 001 11 1 5677E 04 3 0315E 05 75402 181055 0 000 Resultierende Bemessung Max N u 48363 90 N lt Nzexp Ber cksichtigung der Ausmitte mit Spannungsblock Theorie Il Ordnung kein ausreichender Tragwiderstand mehr vohranden Versagen infolge Biegeverformunge
176. ale aus LAC als teure Spezialanfertigung entfallen kann Zus tzlich wurde als Normalstein aber auch ein Sandwichblock aus LAC mit der bereits erw hnten Schwalbenschwanzverbindung der Kernd mmung zur Betontragschale als Planstein entwickelt s Abbildung 7 1 rechts HH rsvars 175 E HH EE 50 SSES T SS 20000 140 PXS 185 XAXXXAKX RR HE FHR 5 5 XXX EX EE 130 5 5 LE 250 ot E A Abbildung 7 1 links Sandwichstein Typ 1 aus LAC mit Kernd mmung z B Neopor EPS oder Kork als Plattenware Verbindung Au en und Innenschale aus LAC mit 4 Edelstahlankern d 2 mm Normalfugendicke Verm rtelung z B mit MG NM Il m glich rechts Typ 2 mit Schwalben schwanzverbindung und DM Lagerfuge sowie spezieller Nut und Federausbildung in der Sto fuge zur Knirschverlegung Quelle Universit de Luxembourg Das Neue und Besondere an der nun vorgestellten Steinkonstruktion stellt die Art der Ausf hrung des zus tzlichen horizontalen Versatzes des D mmkerns und die Nut und Federausbildung des Steins in der Sto fuge dar wodurch W rmebr cken effizient vermieden werden Die Variation der Sto fugenkomplexit t ist auch der ma gebliche Unterschied zwischen den Systemen des Typs 1 und 2 auf deren Auswirkung sp ter noch detaillierter bei der Behandlung der Ecksteinl sungen eingegangen wird 7 3 L sungsvorschl ge zur Ausf hrung des Verbunds und der Tragschalendicke 179 7 3 2 Zweischaliger Verbundstein Entsprechend d
177. aler wie vertikaler Richtung vermieden 180 7 Prototypentwicklung am Beispiel von Sandwich und Verbund Konstruktionen F r den Typ 1 mit Schwalbenschwanzverbindung wurde ebenso wie f r das Sandwich mit Schwalbenschwanz eine Plansteinvariante erarbeitet Allerdings st auch f r diese Variante eine Ausf hrung mit Normalfugendicke einfach realisierbar wenn die Lagerfuge n der Vorsatzd mmung zus tzlich durch ein Nut und Federsystem vertikal zur Tragschalenlagerfuge versetzt wird F r die n Kapitel 7 4 1 dargestellten statischen und thermischen Entwurfsberechnungen wurden sem den Untersuchungen f r die Sandwichvarianten auch f r die Verbundsteinl sungen Wandquerschnittsdicken der tragenden LAC Innenschale von 130 und 175 mm ber cksichtigt Die beiden in Abbildung 7 2 dargestellten Verbundsteintypen wurden zur berpr fung der Fertigung im Kooperationswerk aus der Leichtbetonrezeptur MSI LAC 12 mit einer Tragschalendicke von 175 mm hergestellt Die gefertigten Verbund Prototypen weisen somit eine Gesamtwanddicke einschlie lich der Vorsatzd mmschale von nur 300 mm auf 7 4 Ecksteinlosungen 7 4 1 Ecksteinlosung f r dreischalige Sandwichkonstruktionen Zur Prototypentwicklung wurden wie bereits zuvor erw hnt zwei verschiedene Wege beschritten Einerseits galt es Systeme zu entwerfen die m glichst einfach ohne spezielle Einweisungen zu handhaben sind welche die thermischen und mechanischen Anforderungen erf llen und d
178. ambda klassische W rmed mmsteine Funktionstrennung 16 Sandwich 7 Hbl mit A LAC nat rl Polystyrol D mmstoff Verf llstein f llung sch N Sandwich LAC Polystyrol sch d i Mauersteindruckfestigkeit MPa Re mr ET Mindeststein _ 200 300 400 500 600 700 800 900 1000 Brutto Trockenrohdichte kg m O Rohdichte Festigkeit Vbl SW O rho sigma Sandwichsteine rho sigma Hbl mit D mmstoff F llung O rho sigma Ziegel D rho sigma Porenbeton Expon Serie rho Festigkeit Abbildung 3 12 Gemessene Brutto Trockenrohdichten der Steine vs nach DIBt Richtlinie gem quivalenten W rmeleitf higkeit im trockenen Zustand A1o r equ oben und Druckfestigkeiten unten Der andere Weg ist dass monolithische Mauersteine im Hbl Format verwendet werden deren Luftkammern aufgrund der gr eren Abmessungen im Vergleich zu den klassischen Vbl SW Formaten die M glichkeit bieten dass diese z B mit nat rlichen oder k nstlichen D mmmaterialien verf llt werden Anzumerken ist dass auch bei dem getesteten Steintyp als Hbl aus LAC mit Perlite F llung f r den Bemessungswert der W rmeleitf higkeit nur eine Verbesserung von 1 bis max 3 Gr enordnungen 0 01 bis ca 0 03 W mK erwartet werden kann Dies geht auch eindeutig aus der Abbildung 3 11 und Abbildung 3 12 f r solch einen Steintyp im Vergleich zu den klassische
179. ammenstellung in Anhang C Tabelle C 1 belegt Denn systematische Untersuchungen aus der Literatur zum Einfluss der Pr fk rpergestalt bzw des Volumens auf die Festigkeit nach 28 Tagen sind nur f r Normalbeton bekannt In der Tabelle 5 1 sind die wesentlichen Erkenntnisse aus zentralen Literaturstellen zur Umrechnung von verschiedenen W rfelformaten in Form von festen Faktoren oder auch als Umrechnungsformeln f r mineralische Baustoffe angegeben vgl Bon59 Bau76 Lew71 Es ist festzustellen dass die Faktoren gr tenteils auf empirischen Untersuchungen an Normalbetonen beruhen die n der ersten H lfte des letzten Jahrhunderts bis in die 70 er Jahre ver ffentlicht wurden Danach lie die Forschungsaktivit t deutlich nach Tabelle 5 1 Umrechnungs und Abminderungsfaktoren aus der Literatur f r mineralische Baustoffe bei gleicher Schlankheit A 1 W rfel Umrechnungsfaktoren Referenz aus Formel berechnet wenn probe angegeben Autor Literaturstelle Umrechungsformel k rper E dimensionsgebunden Ab p W rfel Faktor Abmes kantenl nge bzg auf sungen d bzw s Referenz pr fk rper Faust Fau03 a OON Leichtbeton LC 200 mm 1 0 98 1 02 1 0 94 1 18 en E e A Bonzel Bon59 E EE W rfel von Graf Buchartz Normalbeton bzw 1 15 nach d Kantenl nge cm 1 0 95 1 05 S i AE 100 1 12 BE Dutron Kas80 wure von mit 1 20 cm Normalbeton p D korrigiert f Da ee h Probenh he bei Pr
180. analytisch berechneten Querzugspannungen f r die einzelnen Wandscheiben kann gezeigt werden dass im Rahmen der Material und Geometrieunsicherheiten Modell und FE Berechnung sehr gut bereinstimmen wie nachfolgende Werteangaben in Tabelle D 2 Zeile 1 und 2 verdeutlichen Tabelle D 2 Gegen berstellung der numerisch zu analytisch berechneten Querzugspannungen Numerisches Berechungsergebnis Analytisches Prozentuale Berechnungsergebnis Abweichung ox az 9y az Nimm Kommentar Probe O1 FOx QZ 0y QZ Nimm Wandscheibe V2 T3 FEM lin elast 0 135 0 152 11 Materialmodell Wandscheibe V2 T3 FEM lin plastisches 0 16 0 152 5 3 Materialmodell Solid 186 49 Wandscheibe V2 T3 a EE FEM nicht lineares Lasteinleitungsbereich amp Materialmodell Solid 65 u SE E Rissentwicklung Kanten und M rtel im Versuch Spaltzugkr fte SR sg 22 4 Lochsteinausschnitt Nine E FEM nicht lineares 0 116 nn Spaltzugkr ften im Materialmodell Solid 65 Querstegbereich Rissentwicklung Allerdings f llt durch den Vergleich der nichtlinearen FE Berechnungen mit simulierter Rissbildung f r eine einzelne Wandscheibe und den Lochsteinausschnitt V2 S1 gem den Bruchtheorien von William und Warnke Wil74 Zeile 3 und 4 Tabelle D 2 gegen ber dem analytischen Modell auf dass die analytisch auf Grundlage eines linear elastischen Materialansatzes ermittelten maximalen Querzugspannungen ungef hr nur halb so gro sind Es wird davon au
181. annteren Normal und gef gedichten Leichtbetonen herauszustellen Nach dieser Einleitung wird im Kapitel 2 n her auf die Besonderheiten im Mischungsentwurf die Ausgangsstoffe von haufwerksporigen Leichtbetonen und den Herstellprozess f r Mauersteine aus LAC eingegangen Im Rahmen der Zielsetzung der Arbeit werden abschlie end im Kapitel 2 der bisherige Stand der Technik und Normung zum Tragverhalten von unbewehrten Beton und Mauerwerksw nden sowie zur Modellierung der einaxialen Spannungs Dehnungs Beziehung von Betonen erl utert In Kapitel 3 wird um den wirklichen Stand der Technik von W rmed mmsteinen auf dem freien europ ischen Markt analysieren zu k nnen eine Marktstudie an 15 verschiedenen Mauersteinen vorgestellt Unter diesen Mauersteinen wurden neben berwiegend monolithischen W rmed mmsteinen und Sandwichkonstruktionen aus LAC auch vergleichbare Porenbetonsteine und ein Hochlochziegel in den unteren Rohdichte und Steinfestigkeitsklassen untersucht Dazu wurden experimentell die Trockenrohdichten Druckfestigkeiten und W rmeleitf higkeiten m Labor von einer gro en Anzahl an unterschiedlichen Steinen gepr ft Zur Verifizierung der ermittelten Messwerte wurden zus tzlich 3 verschiedene monolithische Mauersteintypen aus LAC von zwei unabh ngigen Pr finstituten in Deutschland getestet Anhand dieser Ergebnisse erfolgt in Kapitel 3 eine Bewertung des Optimierungs und Forschungsbedarfs von W rmed mmsteinen im unteren Rohdich
182. ansteigt Somit sind auch die h heren Festigkeiten von zentrisch sedr ckten einzelnen Wandscheiben aus Lochsteinen gegen ber der gesamten Lochsteinfestigkeit erkl rbar s Abbildung 5 20 1 40 1 20 CH Lochsteinausschnitte Q1 Gesamter Lochstein ohne Querstege Lochstein Vbl N1 Gesamter Lochstein mit Querstegen 2 D SW 20 DF Ausschnitt Q 1L ohne Querstege Referenzstein Aneto 0 40 Ausschnit 1L mit Querstegen Ausschnitt Q 2L ohne Querstege 0 20 Auschnitt Q 2L mit Querstegen rel Druckfestigkeit bzg auf ungeschnittenen Stichproben Q 3L und Q 4L ohne Querstege 0 00 0 00 5 00 10 00 15 00 20 00 mechan Schlankheitsgrad A hy i Abbildung 5 25 Experimentell ermittelte rel Druckfestigkeiten von Lochsteinen und Lochsteinausschnitten ohne Querstege bezogen auf den Mittelwert parallel getesteter gleicher Steingeometrien mit intakten Querstegen Um die zuvor beschriebenen tendenziellen Druckfestigkeitserh hungen von einzelnen Wandscheiben gegen ber den Netto Festigkeiten von Lochsteinen mit versetzten Quersteganordnungen zu verdeutlichen sind nachfolgend in Abbildung 5 26 die Versuchsergebnisse der Lochsteinversuche mit NI und ohne Querstege Q1 sowie die Testergebnisse von Steinen und Steinscheiben aus der Markstudie der Trendlinie der Scheibenversuche aus Loch und Vollsteinen nach Abbildung 5 17 gegen bergestellt Da innerhalb dieses Diagramms Steine
183. ar sind vgl Schle75 In gen gend gro er Entfernung vom Lasteinleitungspunkt stellt sich in diesen B Bereichen ein homogener Spannungszustand ein und es lassen sich direkte Zusammenh nge zwischen Spannung Dehnung und Schnittgr en formulieren Dan06 Diese Einfl sse wurden bereits von einigen Autoren untersucht Abbildung 5 2 und sind f r Normal wie auch Leichtbetone bereits in der einschl gigen Normung DIN 1045 1 DIN EN 1520 zur Bestimmung der Druckfestigkeit an Referenzprobek rpern wie unterschiedlichen W rfel und Zylinderformaten als Umrechnungsfaktoren angegeben Verh ltniswert der Druckfestigkeit 1 75 Vorschlag nach A Hummel Vorschlag nach A Voellmy Grenzlinien nach J Bonzel Abbildung 5 2 Einfluss der Probenschlankheit auf die Zylinderdruckfestigkeit 100 u 150 mm im 0 50 0 75 1 00 1 25 1 50 1 75 200 Vergleich zu Literaturangaben nach Lew71 bezogene Probenschlankheit A h d An dieser Stelle werden Umrechnungsfaktoren zum Einfluss der Pr fk rperh he und damit bezogenen Schlankheit A h d gt 1 auf die Druckfestigkeit im Vergleich zu gedrungenen Pr fk rpern betrachtet Auch f r diesen Einflussparameter besteht in der Normung f r Normal und Leichtbeton eine Abweichung bei der Festlegung von Umrechnungsfaktoren Dabei ist f r den haufwerksporigen Leichtbeton im Vergleich zu Normal und gef gedichten Leichtbeton die B
184. arktstudie 60 L EICHTBETONENTWICKLUNG iz u uu0 0004000000000 na 0A ana na TESS ES euere 61 4 1 Viele ln EE 61 4 2 Verwendete Ausgangsmaterialien is ssssssssssrrrenerrmennneennnnes 62 4 3 Mischungsrezepturen f r haufwerksporige Leichtbetone LAC 64 4 4 Herstellung der Probek rper uur 2u20002an00nnannunnannnnnnannunnnnnunnnnnnnnnnn 69 4 4 1 Separate Lab rprurk rper au nee 69 4 4 2 Produktion een ee 70 4 5 Thermische Eigenschaftswerte von LAC uuuu02uu00020000n2nn00nnnnnunnnanunnnnnnnnn 71 4 5 1 Bestimmung der W rmeleitf higkeit nennen 71 4 5 2 R ndichte Lambda E en EE 71 4 6 Mechanische Materialkennwerte von LAC sense 72 4 6 1 Rohdichte Druckfestigkeits Relation es 72 4 7 Zusammenstellung der W rmeleitf higkeits und Druckfestigkeits kennwerte und Kosten uu auu00a000nnan0nnanunnnnnunnnnunnanunnnnunnannnnnannnnannnnnnennnn 75 4 8 Weitere bemessungsrelevante mechanische Eigenschaftswerte von LAC EE 77 4 8 1 E Modul Vergleich zwischen gemessenen und nach DIN EN 1520 prognostizierten Werne E 17 4 8 2 Vergleich normativer Ans tze mit experimentell bestimmten Spannungs Dehnungs Linien aus einaxialen Druckpr fungen an Zvimdem nennen 79 4 8 3 Querdehnzahl f r verschiedene LAC Rezepturen nnana 81 Inhaltsverzeichnis II 4 8 4 Biegezugfestigkeit Vergleich zwischen gemessenen und prognostizierten Wert
185. atistik Auswertesoftware namens R e Q Q Plot E E Z o SZ E La EN En eg 27 eg O e mg wi D Le 4 or 2 T T T T 5 1 0 D O0 0 8 1 0 Cuanlile der Standardnoemabserleilung Histogrammi Dichtefunktion wa KR CN R Klassen Abbildung 6 3 Auswertung der W rfeldruckversuche zur Serie V1 nach 28d gem der Normalverteilung oben Quantile der Standardnormalverteilung unten Histogramm mit Dichtefunktion Der sogenannte Q Q Plot bzw Quantilen Plot dient dabe als Test auf Normalverteilung wobei das Bestimmtheitsma R gt 0 8 sein sollte Wegen der bereits dargestellten Rechtsschiefe der 154 6 Modell zur analytischen Beschreibung der Lochsteinfestigkeit Normalverteilung und der teils gro en Abweichung der Werte einer Pr fser e von der Ausgleichsgeraden im Q Q Plot der Standardnormalverteilung Bestimmtheitsma R wird letztendlich die Auswertung mittels der Weibull Verteilung herangezogen Denn die Weibull Verteilung liefert gegen ber der z B h ufig verwendeten Normalverteilung die beste bereinstimmung der Modellparameter mit den real getesteten Materialkennwerten 6 1 2 Auswertung und Vergleich normativer Bemessungsans tze f r unbewehrte Wandquerschnitte gegen ber experimenteller Datens tze In diesem Abschnitt werden bereits bekannte analytische und praxisgerecht aufbereitete Berechnungsverfahren aus der Normung zur Bestimmung der Traglast unbewehrter Wandquerschnitte auf eine bertragbarkeit
186. auersteinen herausgetrennt wurden Der E Modul hat bekanntlich einen entscheidenden Einfluss auf das Verformungsverhalten Mineralische Baustoffe wie Normal aber auch Leichtbeton weisen im Vergleich zu ihrer Druckfestigkeit nur eine sehr geringe Zugfestigkeit auf Deswegen k nnen Querschnitte aus diesem Material nennenswerte Biegebeanspruchungen nur mit entsprechender Auflast aufnehmen wodurch die Zugspannungen teilweise berdr ckt werden Somit ist die Tragf higkeit signifikant von der einaxialen 28 2 Theoretische Grundlagen Druckspannungs Dehnungslinie des Baustoffs abh ngig Bei berschreiten der geringen Zugfestigkeit muss die einwirkende u ere Druckkraft auf einem Leichtbetonsteg in Abh ngigkeit von der Ausmitte e von der Schwerelinie des Querschnitts mit der resultierenden Druckspannungskraft im Querschnitt auf einer Wirkunsslinie liegen da sich im Gegensatz zum Stahlbeton kein inneres Kr ftepaar ber den Stahlquerschnitt einstellen kann vgl Abbildung 2 19 Kapitel 2 2 1 1 Deshalb ist die V lligkeit agr der Arbeitslinie des Leichtbetons von besonderem Interesse weil dadurch die Lage der resultierenden Druckkraft im Wandquerschnitt bestimmt wird Abbildung 2 25 Kap 2 3 Daneben sind die Zug bzw f r Leichtbeton normgem die zu ermittelnde Biegezugfestigkeit von Einfluss auf die Tragf higkeit vertikal belasteter und biegebeanspruchter unbewehrter Querschnitte s Kapitel 2 1 5 4 2 5 7 und 4 2 5 8 Das klassische sei
187. auf die Grenzzugfestiskeit von filigranen Innenstegen in Lochsteinquerschnitten auswirken Allerdings kann somit noch nicht der gro e getestete Festigkeitsunterschied zwischen Vollsteinen und Lochsteinen von im Mittel 33 nach 28 Tagen bis max 46 nach 195 Tagen bezogen auf die Nettosteinquerschnittsfl che theoretisch erkl rt werden Mit den in Kapitel 5 1 untersuchten Einflussfaktoren an Standardpr fk rpern w e der Querdehnungsbehinderung Probenschlankheit und Probenvolumen bzw dicke bleiben also noch kombinierte Einfl sse aufgrund der Lochgeometrie und dem Tragsystem aus L ngs und Querstegen n Lochsteinen unber cksichtigt Deshalb wurden in Kapitel 5 2 weitere Versuche unternommen die verschiedenen Einflussfaktoren auf die Lochsteindruckfestigkeit zu analysieren und experimentell zu separieren Dabei wurden aus Voll und Lochsteinen der Betonrezeptur PI der gleichen Herstellcharge sowie maschinentechnisch gleich eingestellter Trockenrohdichten Wandscheiben unterschiedlicher Schlankheit durch Variation der H hen und Dicken geschnitten Zur bersichtlichen zusammenf hrenden Darstellung der einzelnen experimentellen Untersuchungsmethoden und Testergebnisse der in Kapitel 5 1 und 5 2 vorgestellten Versuche wird abschlie end die Verwendung eines bersichtschemas mit Darstellung der schrittweisen Versuchsmethodik in Abbildung C 11 Anhang C gew hlt Dieses Schema enth lt auch Informationen zu getesteten kombinierten Einfluss
188. auf schlanke LAC Innenstege aus dem Lochsteingef ge gepr ft Zum Eignungstest der normativen Ans tze zur Bestimmung der Traglast N s Kapitel 2 werden die nach Kapitel 5 2 getesteten Traglasten von kleinformatigen Wandscheiben aus Voll und Lochsteinen den berechneten Traglasten gegen bergestellt Bei entsprechender Eignung und exakter analytischer Beschreibung des beobachteten realen Tragverhaltens sollen die so ausgew hlten mathematischen normativen Traglastans tze mittels der getesteten Materialkennwerte f r ein eigenes Traglastmodell modifiziert und implementiert werden Zur Erl uterung der nachfolgend graphisch ausgewerteten rechnerisch und experimentell bestimmten bezogenen Traglasten N bt f r aus Voll und Lochsteinstegen geschnittenen Wandscheiben aus LAC sei auf die Darstellungen in Kapitel 2 und auf die ma geblichen Formeln in Tabelle 6 2 verwiesen Im Rahmen der Untersuchungen wurden f r die geschnittenen Wandscheiben aus der Vollstein Versuchsserie VI sowohl Proben mit einer H he der Scheiben von 80 mm Serie VI TI und variablen Dicken von 20 bis 56 mm als auch mit einer H he von 175 mm und Dicken zwischen 16 bis 28 mm analysiert Tabelle 6 2 Bestimmung der rechnerischen Traglast N gem der Normung aus dem Betonbau s Kapitel 2 2 Norm Material Ansatz Rechn Traglast Nu Exp Traglast Nexp N b t 0 P D uel 26 amb t t DIN 1045 1 lt 1 2 t mit ez o a Gr ea lo 400 eo e 0
189. ausgedr ckt werden hsz 1 D zac P faor 3 SE ben GI D 11 mit Geometrieparameter nach Abbildung D 7 Abbildung D 13 Der Beiwert fa beschreibt in der obigen Gleichung die zentrische Zugfestigkeit des Materials die wiederum nach Kapitel 4 Gl 4 10 aus der Druckfestigkeit und Trockenrohdichte abgesch tzt werden kann Die einaxiale Materialdruckfestigkeit in Gl D 20 wird durch den Parameter f beschrieben der der statistisch abgesicherten Druckfestigkeit o Lac nach dem Weibull Modell Kapitel 6 1 1 gleichzusetzen ist sofern gen gend Datens tze f r eine statistische Auswertung vorliegen vgl auch Abbildung D 10 Alternativ kann f r die Materialdruckfestigkeit auch der arithmetische Mittelwert fem der Druckfestigkeit eingesetzt werden Die Gleichung Gl D 10 gilt unter der Vorraussetzung dass der E Modul des LAC gr er als der E Modul der Ausgleichsschicht Dr ac 2 Em rgips ist Ber96 A 50 D Anhang Modellbildung Free edge A2 Abbildung D 9 Schematische Darstellung der S ulenbildung der lastabtragenden L ngsstege durch das Aufspalten der Querstege kurz vor Erreichen der Bruchlast links Theorie zum Spaltzug bruch durch Querverformung infolge lokaler Druckbelastung nach MC90 Abschnitt 3 3 re Zur inversen Bestimmung der Netto Steindruckfestigkeit bzw zur Kalibrierung des Korrelationsparameters Ou in Gl D 10 werden die durchgef hrten Versuche der einzelnen Pr fserien des Produktionsversu
190. bachteten Versagensmechanismen und Bruchbilder besser verstehen zu k nnen Dieses Vorgehen dient im weiteren Verlauf der Beurteilung vorhandener Ans tze zur Herleitung eines theoretischen Berechnungsverfahrens f r die Querschnitts und Systemtragf higkeit von Lochsteinen mit gitterf rmiger Innenstegstruktur In Kapitel 6 werden die Ergebnisse und Erkenntnisse der zuvor beschriebenen unterschiedlichen Untersuchungen an LAC Proben in einem Modell zur Abbildung der Lochsteinfestigkeit zusammengef hrt Mittels dem Modellansatz und den formulierten Bruchkriterien ist es m glich das im Versuch beobachtete Aufspalten der Querstege mechanisch ber ein Bruchkriterium in Abh ngigkeit der Lochsteinfestigkeit bezogen auf die reine Materialdruckfestigkeit zu beschreiben Das nach Aufspalten der Querstege stattfindende finale Versagen der L ngsstege infolge lokalen Stabilit tsverlusts wird anhand der aus dem Beton und Mauerwerksbau bekannten Vorgehensweise zu Bestimmung der Traglast von unbewehrten W nden praxisorientiert hergeleitet Abschlie end erfolgt eine Validierung des in Kapitel 6 hergeleiteten Modells an Lochsteinen aus LAC aus der Marktstudie Das Modell w rd mit den Ergebnissen an unterschiedlichen Lochsteinen aus der Marktstudie best tigt Zuletzt wird in Kapitel 7 als Zusammenfassung der Erkenntnisse aus den durchgef hrten Arbeiten die Entwicklung von neuen Prototypen als Sandwich und Verbundsteinkonstruktionen vorgestellt 1 3 Vorge
191. bek rper die u ere Belastung ungleichf rmig auf den nichtgerissenen Betonrestquerschnitt bertragen Ab einer bestimmten Auflast und damit verbundenen Schub bzw Reibspannungen in der Verbundfuge m ssen folglich Kontaktelemente ausfallen Coulomb Friction Model Ein solches Delaminieren kann mit dem verwendeten Elementtyp Contal73 ber den Kontaktstatus gesteuert werden s Abbildung 5 47 indem die Bildung einer unsymmetrischen Steifigkeitsmatrix des Kontaktes auf Grundlage des Augmented Lagrangian Kontakt Algor thmus zugelassen wird ANS07 Wrig06 Dabei wird die normale Kontaktsteifigkeitsmatrix mit den tangentialen Steifigkeiten gekoppelt Anf nglich bleiben bei diesem FE Modell die Kontakte geschlossen und es resultieren symmetrische Spannungs und Dehnungsverteilungen AN ener vi u Kee ANsys LR 1 254 1 433 1 075 ur Abbildung 5 46 Hauptspannungen 6 links und Rissbild im letzten berechneten Lastschrittinkrement Erst ab einer simulierten vertikalen Verformung der Wandscheibe von 0 1175 mm der maximal gem Testergebnissen mit einem optischen Mess System aufgebrachten lotrechten Verformung von 0 3 mm treten erste Risse in den Betonvolumenelementen auf Die weitere Rissbildung f hrt dann im folgenden Berechnungsverlauf zu einer zunehmend unsymmetrischen Spannungs und Dehnungsverteilung infolge exzentrischer Lasteinleitung und Ausfall von Elementsteifigkeiten durch die Ris
192. ben dem Einfluss von Schlankheit respektiv einer ungewollten Lastausmitte sowie dem bereits untersuchten Dickeneinfluss der Wandscheiben und damit des Verh ltnisses des Probenvolumens zum Gr tkorn wird bei Lochsteinen zus tzlich ein Einfluss von Bef llungs und Verdichtungsunterschieden ber die einzelnen Innenl ngs und Querstege vermutet Deshalb werden neben kleinformatigen Wandscheiben aus Vollsteinen der Serie VI auch Innenstegscheiben aus Lochsteinen Serie V2 in H hen von 80 Tl 175 T2 und 238 mm T3 getestet An den Proben aus Lochsteinen der Versuchsserie V2 T1 soll vergleichend zu den Proben aus Vollsteinen VI TI neben dem Einfluss der Querschnittsdicke gleichzeitig auch der Einfluss von Verdichtungs und Bef llungseffekten in Abh ngigkeit des verwendeten Gr tkorns untersucht werden Bei den Testreihen T2 mit 175 mm und T3 mit 238 mm hohen Pr fk rpern wird zus tzlich ein berlagerter Einfluss der Probenschlankheit untersucht Die 80 und 175 mm hohen Proben sowohl der Serien VI Vollstein wie auch V2 Lochstein k nnen wegen derselben Geometrie direkt miteinander verglichen werden Zus tzlich zu den 20 bis 80 mm dicken Wandscheiben wird f r die Proben V1 T2 Vollstein auch eine geringere Wandscheibendicke von nur 16 mm bei einer H he von 175 mm gepr ft Dieses Vorgehen soll ber cksichtigen dass wegen der Oberfl chenrauheit der schlanken Innenstege aus seformten Lochsteinen wom glich mit einer reduzierten Qu
193. benbleiben der Querschnitte senkrecht zu den Wandachsen unter Lastdeformation Diese Annahme gilt auch f r die bereits vorgestellten und nachfolgenden Schritte zum Berechnungsmodell zur Bestimmung der Tragf higkeit von Lochsteinen gegen ber der Materialfestigkeit von Standardpr fk rpern Im Folgenden wird auf der Grundlage der Annahmen von Haller Hal69 Glock Glo04 und z B Sabha Sab06 eine analytische Berechnung der Tragf higkeit mit Hilfe das Ansatzes des Spannungsblocks dargestellt Dabei werden neben der Bernoulli Hypothese folgende weitere Annahmen getroffen e Der Spannungsblock ist rechteckf rmig e Die Tragf higkeit wird f r den kritischen Querschnitt untersucht e Lasteinwirkung und Tragwiderstand liegen auf einer Wirkungslinie Zus tzlich ist bei praktischen Druckversuchen an ganzen W nden wie auch gerade bei den untersuchten kleinformatigen konisch zulaufenden Innenstegen aus Lochsteinen aus LAC davon auszugehen dass eine homogene Struktur mit einer perfekt geraden Wandachse die exakt zentrisch belastet werden nur in der Theorie existieren kann Deshalb ist in der Praxis ein initialer Anteil an Exzentrizit t der Normalkraft zu ber cksichtigen Diese Exzentrizit t wird auch in der Modellbildung aufgrund der vergleichenden Betrachtungen der Experimente und Normung nach Kapitel 6 1 2 zu ea ly400 angesetzt Die verformte Achse der vertikal lastabtragenden L ngsachse wird nach dem initialen Aufspalten der Querstegbereiche
194. ber den experimentell ermittelten Traglastkurven absch tzen zu k nnen Wie die Untersuchungen zur Trockenrohdichte und E Modul Verteilung im Lochstein gezeigt haben s Abbildung 5 29 liegen die E Module der Querstege teils deutlich unter den f r die Berechnungen zur Probe S2 angesetzten 3800 N mm Deshalb werden f r die nachfolgenden Berechnungen zu der Probe S1 geringere E Modul Kennwerte nach Tabelle 5 7 angesetzt Somit wird der Ursprungs E Modul Es f r die L ngsstegbereiche zu 4000 N mm und f r die Querstege zu 3000 N mm abgesch tzt Der Reibbeiwert betr gt auch bei den nachfolgenden numerischen Berechnungen infolge Reibwiderstand in der Grenzfl che zwischen Lasteinleitungsplatte und Betonoberfl che up 0 4 Weitere Materialkennwerte sind der Tabelle 5 7 zu entnehmen Die nachfolgende Abbildung zeigt die in ANSYS ber eine programmierte Routine APDL implementierten idealisierten n chtlinearen Spannungs Dehnungs Linien f r LAC getrennt f r die L ngs und Querstege der Probe S1 bzw f r die Wandscheiben aus dem L ngsstegbereich Die in Abh ngigkeit der Dehnungen aufgestellte Berechnungsroutine der Arbeitskennlinie beruht auf dem f r LAC abgewandelten Materialmodell nach DIN 1045 1 f r ko 1 25 gem den detaillierten Ausf hrungen und Untersuchungen in Kapitel 2 3 3 und 4 8 2 f r LAC verschiedener Rohdichteklassen s Abbildung 5 38 5 4 FE Berechnungen zum Einfluss verschiedener Steifigkeiten im Steinquersch
195. betonen zusammengefasst Auch ist dort der n Kapitel 2 2 erw hnte Ansatz nach Ritter zur Bemessung von LAC nach DIN EN 1520 wiederzufinden 40 2 Theoretische Grundlagen 2 4 Zusammenfassung und offene Fragen Innerhalb der vorherigen Unterkapitel wird der Kenntnisstand ber Leichtbetone und im Speziellen zu haufwerksporigen Leichtbetonen LAC dokumentiert Dies geschieht mit dem Ziel m glichst zielgerichtet die eigene Leichtbetonentwicklung voranzutreiben wodurch ber einen f r die eigenen Leichtzuschl ge und Betone empirisch aufgestellten funktionalen Zusammenhang zwischen Rohdichte W rmeleitf higkeit und Druckfestigkeit die Prototypentwicklung von neuen W rmed mmsteinen mit erh hten Anforderungen an die D mmeigenschaften verfolgt wird Neben der Vorstellung der verschiedenen Arten von Leichtbetonen und verschiedenen Leichtzuschl gen die besonders Verwendung bei Wandbaustoffen finden wird auch das in der Literatur beschriebene spezielle Vorgehen des Mischungsentwurfs f r LAC m Gegensatz zu dem bekannten und bereits sehr gut n der Literatur dokumentierten Vorgehen zur Rezepturenbestimmung von Normalbeton dargestellt Zus tzlich wird auch der Einfluss des Herstellungsprozesses und der Frischbetonkonsistenz insbesondere der Wassergehalte f r unterschiedliche stark wassersaugenden leichte Gesteinsk rnungen auf die sp tere Endfestigkeit bzw den Lastabtrag im Festbeton im Rahmen der Literaturstudie dargelegt Allerdings is
196. bimsbeton A N W m K 1748 kg m D lt 1 20 o Ziegel 115 D 1 00 1556 kg m 0 50 Gasbeton pa 110 C 540 kg m E 0 60 t Bezugsfeuchtegehalt 040 105 esse 1 Perlite Beton So 0 60 Ce 303 kg m 100 O 20 40 60 100 0 1 2 3 4 5 Feuchtegehalt Moisture content M o Volu menbezogene r Feuchte geha It Abbildung 3 4 links Einfluss des Feuchtegehaltes auf die zu messende W rmeleitf higkeit f r LAC nach Sag99b rechts Einfluss des Feuchtgehaltes auf die W rmeleitf higkeit nach Cammerer Cam95 aus Hau06 In Deutschland hat sich im allgemeinen bei den akkreditierten Pr feinrichtungen wie den Materialpr fanstalten MPA durchgesetzt den Adsorptionsfeuchtegehalt nach Einstellung des Feuchtegleichgewichts nach einer Klimalagerung von 23 C und 80 r F 23 80 zur Ermittlung des Bemessungswertes der W rmeleitf higkeit zu bestimmen Dies wird auch von der deutschen Bauaufsicht so anerkannt Im brigen steht dieses Vorgehen im Einklang mit der DIN V 4108 4 wonach eine Feuchtlagerung zur Ermittlung des Bezugsfeuchtegehaltes nach DIN 52620 bzw DIN EN ISO 12574 bei 23 C 80 r F erfolgen soll F r alle in der Marktstudie untersuchten Mauersteintypen werden die Umrechnungsfaktoren Fm f r den Feuchtegehalt nach DIN EN ISO 10456 Tabelle 4 und 5 bzw nach DIN V 4108 4 2007 Tabelle 5 berechnet Anzumerken ist dass unabh ngig von der intern verwendeten Pr fmethode auch die mit den externen Kontrollpr fung
197. brochenen oder nicht gebrochenen Korn ab In der Praxis ist auch die bereits vorhandene Anfangsfeuchte der Zuschl ge durch einen Darrversuch kurz vor der Produktion zu bestimmen Die nachfolgenden Diagramme in den Abbildung 4 2 und 4 3 zeigen deshalb exemplarisch die Wasseraufnahme nach f nf Minuten f r unterschiedliche Ausgangsfeuchten ausgew hlter Bl htonzuschl ge die auch in den eigenen Rezepturen verwendet wurden Auffallend ist auch der Unterschied zwischen gebrochenen grobem Leichtzuschlag AG und rundem Korn AR Der runde Grobzuschlag weist aufgrund seiner relativ dichten Sinterhaut deutlich geringere Wasseraufnahmewerte gerade m ofentrockenen Anfangszustand auf 64 4 Leichtbetonentwicklung Wasseraufnahme nach 5 von AR 4 10 430 Wasseraufnahme nach 5 M E CI E m S dei 0 10 20 30 40 50 60 70 80 Feuchtegehalt AR 4 10 430 M 8 6 4 pi Ur 2 0 Abbildung 4 2 Wasseraufnahme von dem verwendeten Bl htonzuschl gen AR rund nach Herstellerangaben nach 5 Minuten f r trockenes und feuchtes Ausgangsmaterial Wasseraufnahme nach 5 von AG 4 8 320 Wasseraufnahme nach 5 M 0 5 10 15 20 25 30 35 40 Feuchtegehalt AR 4 8 320 M Abbildung 4 3 Wasseraufnahme von verwendeten Bl htonzuschl gen AG gebrochen nach Herstellerangaben nach 5 Minuten f r trockenes und feuchtes Ausgangsmaterial e Zusatzmittel Neben dem Be
198. ch bezogener Spannungs Dehnungs Beziehungen verschiedener normativer Werkstoffgesetze f r variable ko Werte 2 3 6 Spannungs Dehnungs Linien aus der Literatur F r die betrachteten LAC Betone konnten lediglich zwei exemplarische Spannungs Dehnungs Kennlinien aus der Literatur Thi05 entnommen werden die an Zylinderproben 8150 mm h 300 mm mit einer Trockenrohdichte von ca 1000 kg m derselben Rezeptur ermittelt wurden Die gemessenen Kurven in Thi05 hneln dabei im Verlauf den parabolischen Kurven die f r Normalbeton bekannt sind vgl DIN 1045 1 und nicht den nahezu bis zum Maximum linear verlaufenden Kurven f r die mit Leichtsandmatrix hergestellten gef gedichten Leichtbetone Her80 die gut mit einem bilinearen Ansatz der Spannungs Dehnungs Linie beschrieben werden k nnen vgl Abbildung 2 26 Im Vergleich zu Normalbetonen weisen die in Thi05 dokumentierten Spannungs Dehnungs Linien allerdings eine geringere Bruchdehnung von 2 o statt der blichen 3 5 o auf Zwei getestete Spannungs Dehnungs Linien dergleichen Rezeptur erlauben jedoch nicht die Herleitung eines allgemeing ltigen Stoffgesetzes f r LAC Die Grundlagen zu den f r die normative Bemessung idealisierten Spannungs Dehnungs Linien k nnen der Literaturauswertung von Hermann Her80 entnommen werden In einer Tabelle sind n Her80 die bis dah n zahlreichen ver ffentlichten analytischen Ans tze zur Beschreibung der SDL von Normal und gef gedichten Leicht
199. ch das mathematisch schwierig erfassbare Spr dbruchversagen der untersuchten Vbl SW 2 Steine beschrieben werden Netto O 02 x y 3 OSZ x y D st TA 1 Keng x y as f erh Oo LAC mit Gu 0 7 und o 17 0 7 0 95 0 85 mittlerer Faktor Ou Korrelationsparamerter mittels Regressionsanalyse fester Wert GI D 10 eigene Untersuchungen Oo Reduktionsfaktor zum Einfluss der Querstege auf die Traglast je nach Lochmuster LG Co Lac charakteristische Druckfestigkeit gem Weibull Verteilung Kap 6 1 In der Bruchbedingung bedeuten oagzx die Querzugbeanspruchung nach Gl D 4 Gszxy die Spaltzugbeanspruchung nach Gl D 8 beide getrennt auswertbar f r die x und y Richtung und prie stellt die Lochsteindruckfestigkeit dar wobei die gemessene Bruchlast auf die mittlere Nettoquerschnittsfl che des Lochsteins f r den Versuch bezogen wird Diese Spannungswerte werden nachfolgend mit dem Index N wie Netto belegt Die Druckfestigkeit ist sozusagen eine Materialkonstante die je nach verwendetem Leichtbeton an Standardw rfeln mit 150 mm Kantenl nge oder an Vollsteinen bestimmt wird wobei der Umrechungsfaktor f r die vorliegende Versuchsserie 1 0 betr gt Der Parameter f nz stellt die maximale Tragf higkeit des Materials unter lokaler Druckbelastung durch Spaltzugkr fte bei kompakten Pr fk rpern dar s Abbildung D 9 In Anlehnung an den Model Code 90 MC90 kann der letztgenannte Parameter mit f r LAC Steine anpasstem Vorfaktor wie folgt
200. ch die Zugabe von Natursand als Feinzuschlag gesteigert Im Rohdichtbereich ab 1100 kg m erfolgte die Erh hung der Rohdichte durch sukzessiven Austausch der Leichtschl ge Bl hton gegen lokal vorkommende Normalzuschl ge wie Dolomitsteinsplitt bzw dolomitischen Kalksteinsplitt KS und Moselsand Tabelle 4 2 In Kooperation mit lokalem Fertigteilwerk entwickelte RER ES Leichtzuschlag Dolomit Bl hton Bl hglas Sand VEER splitt 3 DE 3J 3 Leen KREE pope AS A e SS eo fous Las fous va asus fee ff a a EC Uebst 195 0 32 0 33 327 650 150 0 3 0 32 162 875 103 BA 203 67 0 3 0 35 250 350 530 122 40 0 33 1195 266 71 0 3 0 36 198 650 323 145 M1 179 0 44 0 41 983 288 0 M2 178 0 44 0 41 1190 300 49 M3 226 74 0 37 0 35 1100 170 162 0 0 WEB Bra E32 e em E EN EENEG CAE EAE We Weg mms et EE MES RONA E E DEE WER po 1 lo 058 04 mol Im III Pi 200 0 04 082 66 Jee L J f I TI P rs fo 058 7 04 LL Tei II ei E 1 effektiver qu w z Wert bezogen auf Zement 0 4 SFA 2 B Geh Bindemittelgehalt z Zementgehalt 3 4 8G Gebrochener Zuschlag 4 10R runder Zuschlag Normalzuschlag SFA 0 2 0 4 4 8 H ttensand Bezeichnung z CEM I 52 5 N Zusatzstoff FlieBmittel FM kg m Wegen der geringen Masse der Leichtzuschl ge bei gleichzeitig gro em Volumen berechenbar ber die Sch ttdichte im Vergleich zur Kornrohdichte muss der Austausch gegen Nor
201. che Ausbruchkeile wie bei W rfeldruckversuch reale Probe Auswertung in x y und z Richtung C 2 Gr en und Schlankheitseffekte an kleinformatigen Wandscheiben aus Innenstegen A 23 0 018 0 01g H Old 0 012 0 010 0 00g H ce H pad H 002 1 000 002 0 004 0 006 0 008 Displacements Direction X Displacamant mm Displacements Direction Z Dlaplacements Direction Y Displacement mm Displacement mm Abbildung C 8 Auswertungen Probe V1 T1 80x80 10 d 28 mm seitliche Ausbruchkeile wie bei W rfeldruckversuch reale Probe Bruch Loadstep 19 Auswertung in x y und z Richtung Loadstep 18 kurz vor Bruch Wandscheiben aus Vollsteinen geschnitten Serie V2 T2 80x175 22 bxh mm Mit Einfluss der Schlankheit Knicken 0 010 0 005 0 000 0 005 sc 010 015 Displacements Direction X Load Step 42 Bruch Load Step 41 x Rtg Displacement mm A 24 C Anhang Gr en und Schlankheitseffekte f r LAC Load Step 42 Bruch y Rtg 0 08 0 85 0 80 Displacements Direction Y Displacement mm D D Displacements Direction Y Displacement mm Load Step 42 z Rtg 0 70 0 60 0 50 D A0 0 30 0 20 0 010 0 10 0 015 0 00 0 020 Displacements Direction Displacamani mm Displacements Direction Displacement mm Load Step 41 z Rtg Abbildung C 9 Auswertung der Probe V2 T2 80x175x22 5 seitliches mittige
202. che Aufbereitung der gepr ften Materialdruck und Biegezugfestigkeiten Zur Vorhersage der Bruchwahrscheinlichkeit der untersuchten Vollsteine aus LAC der Versuchsserie VI wurde die Weibull Theorie herangezogen Sie besagt dass die Festigkeit mit gr erem Probenvolumen wegen der Zunahme der Anzahl der Fehlstellen sinkt wie dies bereits normativ f r Normal und Leichtbeton DIN EN 1520 festgehalten ist wenn man an die Umrechnungsfaktoren f r verschiedene W rfelgr en bzw Bohrkerne und f r Zylinder gem Kapitel 5 denkt Die nachfolgend n her erl uterte Weibull Verteilung ist eine klassische Festigkeitsverteilung die h ufig ihre Anwendung in der Bruchtheorie findet vgl Wol08 Die Verteilungsfunktion des zweiparametrigen Weibull Modells h ngt von 2 Parametern ab der charakteristischen Festigkeit ou bei einer Versagenswahrscheinlichkeit von 63 2 und dem Weibull Modul m Dies bedeutet dass bei einer Festigkeit ou 63 2 aller Proben versagen Sie wird in der Literatur deshalb auch als mittlere Festigkeit bezeichnet vgl W1104 Der Formparameter m ist die Geradensteigung bei der graphischen Auswertungsmethode durch eine doppelt logar thmische Darstellung vgl Abbildung 6 1 und ein Ma f r die Streuung der Festigkeitseinzelwerte Er bestimmt die Form der Ausfalldichte W l04 Je enger die Festigkeitswerte zusammenliegen desto genauer kann man eine Traglast vorhersagen Man nennt dies auch Zuverl ssigkeit Je h her m desto
203. chen Der Verh ltniswert liegt f r den verwendeten Bl htongrobzuschlag bei W rfeln mit 4 cm Kantenl nge bei 5 so dass der geforderte Grenzwert nach DIN EN 12390 1 bzw A b67 Kim04 von 3 5 bzw max 4 eingehalten wird Alle W rfel wurden zur Einhaltung der Ebenheit der Lasteintragungsfl chen mit Gips abgeglichen 5 1 3 2 Resultate e Gr en bzw Volumeneffekt Probenform W rfel Die Abbildung 5 4 zeigt die Testergebnisse der Druckfestigkeiten von W rfeln mit 100 und 175 mm Kantenl nge zu dem gem DIN 1045 1 gew hlten Referenzpr fk rper eines W rfels mit 150 mm Kantenl nge Zus tzlich sind zur Beurteilung des Gr eneffektes und zum Vergleich mit Literaturangaben f r Normalbeton bzw gef gedichten Leichtbeton die Umrechnungsfaktoren ber die Steigung der Regressionsgeraden aus den Daten der Wertepaare ermittelt worden Die f r haufwerksporigen Leichtbeton geltende DINEN 1520 sieht allerdings wie aus Tabelle C l hervorgeht als Referenzprobek rper einen W rfel bzw Bohrkern mit 100 mm Kantenl nge vor Deshalb sind die Testergebnisse des 150 mm W rfels in Relation zu 100 und 175 mm W rfeln zum Vergleich mit Norm und Literaturangaben getrennt in zwei Diagrammen ausgewertet a SEN NEN a u 4 Serie V1 Nr 1 W rfel 175 zu 150 mm N ie V1 Nr 2 E rm E V Ne Zu T0 E E Serie V1 Nr 2 W rfel 175 zu 150 mm E 10 O Wertepaare nach Thie05 f r O Z 10 separat her
204. chen Zeit wurde von der International Concrete Asssociation CEB fib eine Erweiterung zum Model Code 90 MC90 f r Normalbeton erarbeitet Im Bulletin 4 wurden die Regelungen aus dem Model Code 90 derart aufbereitet dass diese auch auf LWAC Betone anwendbar sind Des Weiteren kann gef gedichter Leichtbeton auch als selbstverdichtender Leichtbeton hergestellt werden vgl M l04 Deh01 2 1 1 2 Porenleichtbeton Schaumbeton Porenleichtbetone bzw Schaumbetone werden auf der Baustelle oder werksseitig durch die Zugabe von Luftporenbildnern und Schaumbildnern erzielt Dieser Leichtbeton weist ein matrixporiges Gef ge mit fein dispergierten geschlossenen kugeligen Luftporen im Zementstein auf Je nach Anwendungsbereich k nnen dichte bzw porige Leichtzuschl ge hinzugegeben werden Bos08 Die Matrix hnelt dabei sehr der von gef gedichten Leichtbetonen Die Eigenschaften von Schaum oder Porenleichtbeton werden im weiteren Verlauf nicht weiter behandelt da dieser Beton aufgrund seiner flie f higen Konsistenz und geringen Festigkeit im Vergleich zu haufwerksporigem Leichtbeton nicht bei der Fertigung von Mauerwerksprodukten und tragenden Fertigteilen zum Einsatz kommt 2 1 1 3 Porenbeton Porenbeton ist ein feststehender Begriff f r werksm ig gefertigte Porenbetonelemente wie Mauersteine Block und Plansteine vgl Kapitel3 Marktstudie und Fertigteilen z B Wand Deckenplatten Porenbeton geh rt zwar der Gruppe der Le
205. chen von LAC zun chst der Zuschlag mit einem Teil des Zugabewassers vorgemischt und dann der Zement und das restliche Wasser hinzugegeben Erst mit dem letzten Restwasser sollten GESAMTWASSER fl ssige Betonzusatzmittel wie Flie mittel l 5 zugegeben werden um ein Aufsaugen Geesse a n durch den Zuschlag zu verhindern E Generell sollte bei LAC genauso wie bei i Normalbeton darauf geachtet werden dass E ein zu schnelles Austrocknen durch z B an a Ge Fertigteile mit Folien q vermieden wird auch wenn LAC durch den I a SEENE gt Wassertransport zwischen Korn und ee S D Zementmatrix w hrend des zm Erh rtungsprozess systemintern eine ideale Abbildung 2 10 Wassergehalte im Mischungsentwurf f r nat rliche Nachbehandlung besitzt Leichtbeton vs Normalbeton Thi06 er Die Einfl sse des Herstellungsprozesses und der Ausgangsmaterialien in der Mischungszusammensetzung auf die Eigenschaften des erh rteten LAC lassen sich abschlie end wie folgt beschreiben Die Druckfestigkeit und damit ber die Rohdichte auch die W rmeleitf higkeit von LAC h ngen m Wesentlichen von der Art des verwendeten groben Leichtzuschlags sprich seiner Festigkeit und der Kornform sowie dem Wasser und Zementgehalt der Mischung und der Art der verwendeten Feinzuschl ge SFA Normal bzw Leichtsand ab Wie die Abbildung 2 11 links verdeutlicht f hrt ein Zementgehalt zwischen 160 und 250 kg m gerade bei der Verwendung von Leicht
206. chkeitsnetzt kann der s f rmige Kurvenverlauf der zweiparametrigen Weibull Verteilung vgl Cuy01 W1104 als Gerade dargestellt werden s Abbildung D 1 4 0 9 0 8 0 7 0 6 0 5 0 4 0 3 Dichtefunktion 0 2 Verteilungsfunktion 0 1 0 Abbildung D 1 Qualitativer Verlauf der Dichte und Verteilungsfunktion nach dem Weibull Modell Die Umwandlung des Funktionsverlaufs in eine Gerade geschieht mittels einer logarithmisch geteilten Abzisse und einer doppeltlogarithmisch geteilten Ordinate Wesentliches Merkmal der zweiparametrigen Weibull Verteilung F o gegen ber der dreiparametrigen ist dass bei der 2 Parametrigen zur Beschreibung der Versagenswahrscheinlichkeit von Oco 0 ausgegangen wird d h es liegt kein fehlerfreies Volumen vor W1104 TEE Das Weibull Netz und die Geradengleichung ergeben sich aufgrund zweimaligen Logarithmierens 1 F o KE BEE 50 a I la 1 F o p Op l NN 0 m Ino m Ino Setzt man ee Y und Ino X so erh lt man den Ausdruck in Form der Geradengleichung F o Y A x B mit A m Weibull Modul Formbeiwert m einem Diagramm Netz mit Y m X m Ino linearem Y und X Ma stab F r die Ordinate erh lt man aus der Substitutionsgleichung dell Y O f r jeden Wert von F o den dazugeh rigen linearen Ma stabs Wert In o A 38 D Anhang Modellbildung D 1 2 Exemplarische Analytische Auswertung nach DIN 55
207. chl gen ausbilden und experimentell zumeist auch das Versagensbild des Kornbruches in den zu dieser Arbeit durchgef hrten Versuchen beobachtet werden konnte Wie in Abbildung 2 15 zu erkennen k nnen insgesamt drei Versagensarten bei LAC nach Sagmeister Sag99 unterschieden werden Neben dem Kornbruch werden als weitere Versagensmechanismen ein Haftversagen in der Kontaktzone bzw ein Zugversagen des Zementsteins der Punktverkittung benannt Als zweith ufigstes beobachtetes Rissbild w re bei den eigenen Versuchen ein Versagen des Zementsteins ber die hohe Spannungskonzentration im Punkt zu Punkt Kontakt zu nennen Ein Versagen als Verbundbruch in der Kontaktzone konnte selten festgestellt werden Das Versagen der Probek rper beruht also berwiegend auf einer Umlagerung der Querzugkr fte auf die Zuschlagk rner wobei das Druckversagen auf die berschreitung der Kornzugfestigkeit der Leichtbetonzuschl ge zur ckzuf hren ist 24 2 Theoretische Grundlagen Die Druckfestigkeit wird vor allem also durch die Form und Festigkeit des Leichtzuschlags und die G te der Punkt zu Punkt Verkittung bestimmt Je gr er ein Zuschlagskorn ist desto h her ist 1 d R auch sein innerer Porenanteil und desto geringer sind die Kornrohdichte und folglich auch die Kornfestigkeit Zus tzlich sinkt die Anzahl der punktf rmigen Verkittungen im Gef ge mit zunehmender Korngr e und die zu bertragenden Zug und Druckkr fte konzentrieren sich an wenigen B
208. chneiden kann das Gleichgewichtssystem aus Rand und Schubkr ften durch die Dehnungsbehinderung im Druckversuch sichtbar gemacht werden s Anhang C Abb C 3 Die Abbildung 5 3 verdeutlicht dass durch Verringerung des Einflusses der Reibung in den Druckfl chen durch z B Teflonschichten der Unterschied der Druckfestigkeiten in Abh ngigkeit der Pr fk rpergestalt auch f r Normalbeton nahezu unbedeutend wird Dies erkl rt auch das Ergebnis von Faust Fau03 und Anderegg Schle75 f r gef gedichten Leichtbeton und die nachfolgend vorgestellten eigenen Ergebnisse f r LAC Demnach sinkt der Einfluss der Querdehnungsbehinderung in Abh ngigkeit der Probengeometrie f r weniger steife Betone mit geringen E Modulen so dass teilweise keine Umrechnung der Ergebnisse von W rfeln zu Prismen und Zylindern bzw W rfeln unterschiedlicher Kantenl nge notwendig wird Druckspannung Mpa Normalbeton Zylinder Drucktest mit hoher Reibung Stahlplatten 100 g 5 10 15 20 Dehnung We Druckspannung Mpa Normalbaton Zylinder Drucktest mit niedriger Reibung Teflon Zwischenlagen ohne 04 Querdehnungsbehinderung u 3 10 h A ehnung P K Normalbeton O hohe Reibung niedrige Reibung h h i w d W rfel Prisma oder Zylinder Bereich der Querdehnungsbehinderung 0 5 1 0 15 2 0 25 i D d H 1 schlankheit hdj Abbildung 5 3 links Einfluss der Endfl chenreibung u Querdruckspannungen zur
209. chneten zu den experimentell bestimmten Traglastfaktoren DB gem Kapitel2 zur Ber cksichtigung der traglastmindernden Einfl sse infolge Schlankheit bzw Exzentrizit t n Tabelle 5 8 zeigt Tabelle 5 8 Vergleich der Traglastfaktoren zwischen Experiment Numerik und Theorie Modell Probe e h e d h d Io h Dnumerik Dex Drheorie DIN EN 1520 Einzelne 0 02 10 8 0 82 0 84 0 79 Wandscheibe FE Modell Solid 65 Haftreibung Steinausschnitt S1 cb A a 0 71 0 61 0 92 a FE Modell Solid65 ohne Ansatz b 0 37 b plast FE Modell mit der Querstege bilineare Kennlinie 5 4 FE Berechnungen zum Einfluss verschiedener Steifigkeiten im Steinquerschnitt 145 e Berechnung mit Initialriss Aufgrund dieser Vermutung wird ein weiteres nichtlineares FE Modell erarbeitet welches bereits einen diskreten Initialriss im Querstegbereich aufweist Durch dieses Modell soll der Einfluss eines L ngsrisses im Quersteg auf die Stabilit t der lotrecht lastabtragenden L ngsstege durch eine entstehende Lastexzentrizit t analysiert werden Die Materialparameter bleiben dabei unver ndert Den Quersteg wie den L ngsstegbereichen werden allerdings zur Vereinfachung der Diskretisierung des Modells die gleichen Betondruck und zugfestigkeiten und E Modul Kennwerte unterstellt Die Breite des aus einem Quersteg und zwei angrenzenden L ngsstegen bestehenden Modells betr t 54 mm 10 mm Querstegdicke 2x22 mm L ngsstegdicken die H he wird unter Ausschlu
210. chnung unter Ber cksichtigung struktureller Nichtlinearit ten Kontakte und nichtlinearen Materialverhaltens eine Reduktion der bezogenen Traglast Axetto in der Gr enordnung von Ao 16 s mulierbar ist 7 Oo Wu gt bez Traglast N bt N mm N 0 0 1 0 3 0 4 0 5 0 6 Verformung u mm Ber Solid 65 Contac173 Symmetrische Matrix Wand Ber Solid 65 Contac173 unsymmetr Matrix Wand Messkurve Wand V2 80x238x22 mm Nr 1 a Messkurve Wand V2 80x238x22 mm Nr 7 ber Steinausschnitt S1 Solid 65 ber Steinausschnitt S1 Solid 186 plast Bilineare Kennlinie Messkurve Steinausschnitt S1 Nr 2 Messkurve Wandauschnitt S1 Nr 3 Abbildung 5 49 Numerisch berechnete Traglastkurven im Vergleich zu experimentell gemessenen Traglastkurven f r kleinformatige Wandscheiben Als m gliche Ursache der ungenaueren rechnerischen Abbildung des Lastverformungsverhaltens der Lochsteinausschnitte S1 im Vergleich zu den zentrisch belasteten Wandscheiben werden infolge der gerissenen Querstegverbindungen auftretende Lastexzentrizit ten vermutet Diese w rden die Instabilit t des Tragsystems von Lochsteinen aus Quer und L ngsrippen erh hen hnlich wie dies auch f r Hochlochziegel in Ber00 beobachtet wurde Allerdings bilden die FE Berechnungen zu den einzelnen Wandscheiben die Real t t recht genau ab wie auch der Vergleich der numerisch bere
211. chreibung dieses Ph nomens wird in Kapitel 5 4 3 und 6 im Rahmen der nichtlinearen FE Berechnungen und der Modellbildung mittels Stabwerksmodellen aufbereitet Die Materialzw ngungen und Plastifizierungen konzentrieren sich au erdem zus tzlich an den u eren Kanten des Steins gerade auch bei Lochsteinen und f hren praktisch zu den Abplatzungen aus Querdehungsbehinderung der u eren Stegbereiche Dies kann auch an den Bruchbildern der Steine nach dem Versuch aufgezeigt werden s Abbildung 5 32 e der berechnete Druckbogen der Hauptdruckspannungen 63 zu den wirklich vorhandenen Bruchbildern passt die bei den W rmed mmsteinen des Typs Vbl SW in der Realit t beobachtet werden s Abbildung 5 32 Abbildung 5 34 und Anhang C e die maBgebenden lokalen Stellen der maximalen Zugspannungsbelastung im Stein auch ber das Auswertekriterium der sogenannten Safety Margin bzw Safety Factor dargestellt werden k nnen Abbildung 5 33 Als Grenzwert der Zugfestigkeit wird den Berechnungen der in Kapitel 4 experimentell aus Biegezugversuchen berechnete Wert der zentrischen Zugfestigkeit von 0 4 N mm zu Grunde gelegt Der Vergleich von konstanter zu variabler E Modul Verteilung ber den Steinquerschnitt zeigt dass eine var erende E Modul Verteilung die Sicherheitsreserve noch deutlicher im Bereich der Querstege nahe den Lasteinleitungsfl chen reduziert s Anhang C 5 4 FE Berechnungen zum Einfluss verschiedener Steifigkeiten im S
212. chs Linear Weibull Verteilung In In 1 1 F o In In 1 1 F o Weibull Verteilung V1 Biegezug Untere Grenze der zweiseitigen 95 Vertrauensbereiche Obere Grenzen des zweiseitigen 95 Vertrauensbereichs Linear Weibull Verteilung V1 Biegezug y 5 2137x 10 518 R 0 914 1 0 8 0 6 0 4 0 2 0 0 2 0 4 0 6 0 8 1 1 2 In Sc In o Abbildung 6 1 Graphische Auswertung der Weibull Parameter Links Druckfestigkeiten Vollstein Versuchsserie V1 rechts Biegezugversuch Serie V1 an geschnittenen Prismen 40x40x160 mm mit Xx 0c fr fik 3p Folglich sind dann die Traglastminderungsbeiwerte in einem Vorhersagemodell zur Traglast von Lochsteinen durch die Sch tzung der Bruchwahrscheinlichkeit statistisch abgesichert Das Weibull Modell beruht auf der Theorie dass bei spr den Materialien die Festigkeit vom gr ten Fehler innerhalb des Querschnitts bestimmt wird Dabei versagt der Probek rper wenn die Widerstandskraft der schw chsten Fehlstelle im Gef ge geringer als die durch die u ere Belastung lokal erzeugte Spannung ist Da die Fehler aber nicht in allen Proben gleich gro sind unterliegen sie einer Gr enverteilung die mittels des Weibull Modells beschrieben wird Die gro e Streuung innerhalb einer Pr fserie ist somit auf die statistische Verteilung der Fehlergr e zur ckzuf hren
213. chs V2 an Lochsteinen derselben Rezeptur und Herstelltages sowie an daraus entnommenen Lochsteinausschnitten V2 S1 und S2 mit jeweils einer und drei Luftkammerreihen eines Lochsteins des Typs Vbl SW 2 des Formates 20 DF ausgewertet vgl Kapitel 5 2 Dazu werden die auf die einaxiale Materialdruckfestigkeit bezogenen Werte der Steindruckfestigkeit D na f gegen ber der auf die Materialtragf higkeit unter lokalem Druck MC90 bezogene Querzugbeanspruchung in dem nachfolgenden Diagramm Abbildung D 10 dargestellt Dabei beziehen sich alle f r die Modellbildung durchgef hrten Versuche auf die Referenzpr fserie der Lochsteine V2 vgl auch Kapitel 5 1 und 5 2 Die einzelnen Datenpunkte liegen unterhalb der in Abbildung D 10 dargestellten nichtlinearen Funktion als obere Grenzkurve Als untere Grenzkurve bezogen auf die Mittelwerte der Pr fserien l sst sich entsprechend dem Vorschlag von Berndt f r Mauerwerk Ber96 eine linearisierte Funktion mit einem Korrelationsparameter ay 0 7 angeben bezogene Zugtragf higkeit Saz ytOsz y f cc BZ 1 2 me Druchkrttertum Bruchkriterium II 4 Lochstein V2 Mittelwert Ausschnitt V2 S1 Mittelwert D Ausschnitt V2 S2 Mittelwert ke Cu CH Pos O rs S1 0 8 f o Einzelwerte S2 de Gees Einzelwerte Lochstein V2 0 6 0 4 Netto O0Z x y O sz x y Do a _ 1 r Je On Lac 0 0 0 2 0 4 0 6 0 8 1 1 2 1 4 PPR N bezogene Drucktragf higkeit
214. chsteinfestigkeit von Klassischen monolithischen W rmed mmsteinen bei ungef hr gleichbleibender oder geringf gig gesenkten W rmeleitf higkeiten auf ein bestimmtes Ma der Mindeststeindruckfestigkeit gt SFK 2 steigern zu k nnen O Optimierung von W rmed mmsteinen durch Funktionstrennung Steindruck niri HbI Stei io Optimierung von Steinen mit integrierter festigkeit W rmed mmung Dos MPa SR k Optimierung Steg Luftschlitzgeometrie und Stegfestigkeit Material amp Geometrieoptimierung W rmeleitf higkeit A o r equ W mK Abbildung 3 13 Prinzipskizze m glicher Optimierungspfade von W rmed mmsteinen zur Senkung der quivalenten W rmeleitf higkeit bei gleichbleibender oder gesteigerter Steinfestigkeit Diesem Ziel wird in den Kapiteln mit Untersuchungen zur praxisnahen Leichtbetonentwicklung auch in Gro versuchen in der Produktion sowie der Analyse von Gr en und Schlankheitseffekten f r LAC Pr fk rper der Steinformate und der Entwicklung von Verbund und Sandwichprototypen Rechnung getragen 60 3 Stand der Technik Marktstudie 3 7 Fazit und Bewertung der Ergebnisse aus der Marktstudie Die Einzelergebnisse der intern wie extern durch Kontrollmessungen bestimmten W rmeleitf higkeiten wie auch Steindruckfestigkeiten von den verschiedenen innerhalb der Marktstudie untersuchten Mauersteintypen belegen dass im unteren Rohdichtebereich der vor allem von Mauersteinen der S
215. chungsrezepturen wurden in einem gro angelegten Produktionsversuch die im Kooperationswerk verwendete Basisrezeptur PO die Rezeptur M2 und eine weitere Test Rezeptur P2 mit Bl htonzuschl gen durch die Zugabe verschiedener Betonzusatzmittel variiert um ein weiteres Optimierungspotenzial herauszuarbeiten auch wenn durch die Zusatzmittel die Produktionskosten des m Leichtbetons deutlich erh ht werden Insgesamt wurden 5 Optimierungsversuche in der Produktion gefahren Diese Variationen wurden mit dem Ziel durchgef hrt die Festigkeit der zuvor genannten Basisrezepturen PO M2 und P2 be ann hernd gleichbleibenden oder gar sinkenden Trockenrohdichten zu erh hen bzw beizubehalten damit sich die W rmeleitf higkeit der Basisbetone nur geringf gig ndert Somit soll ein m glichst optimales mechanisches und gleichzeitig thermisches Verhalten der untersuchten LAC Betone erzielt werden Dazu wurden zum einen die Leichtsandgehalte variiert und zum anderen die standardm ig in der Produktion verwendeten Flie mittel gegen unterschiedliche Flie mittel bzw Stabilisierer und einer Betonzusatzmittelkombination aus Flie mittel und puderf rmigen Stabilisierer getauscht Im Anschluss wurde an den LAC Festbetonen der Einfluss auf die Trockenrohdichte und der Vollsteindruckfestigkeit gegen ber der Ausgangsrezepturen getestet Die einzelnen Versuche mit Ergebnissen der Festbetonpr fungen sind im Detail in Anhang B 2 zusammengestellt Im Ergebnis zei
216. ck und zugfestigkeiten werden die durchgef hrten Versuchs ergebnisse an LAC Standardpr fk rpern ausgewertete und mittels dem Weibull Modell statistisch in einen 95 Vertrauensbereich eingegrenzt Des Weiteren wird der E Modul durch den entwickelten idealisierten Kurvenverlauf der Spannungs Dehnungslinie in Anlehnung an das Materialmodell nach DIN 1045 1 s Kapitel 4 beschrieben Die im Modell nach Wil74 ben tigten Koeffizienten D und Be zur Definition der Scherkraft bertragung an offenen und geschlossenen Rissen sind im Bereich zwischen 0 und 1 zu w hlen F r die nachfolgenden Berechnungen werden die Koeffizient konstant zu f 0 2 und B 0 5 angenommen Da speziell f r LAC in der Literatur keine Anhaltswerte f r die Multiplikationsfaktoren f r die biaxiale Druckfestigkeit und die biaxialen bzw uniaxialen Stauchungsspannungen f r den hydrostatischen Spannungszustand gefunden werden konnten werden f r die Berechungen die f r Normalbeton bekannten Zusammenh nge verwendet e Zweiaxiale Druckfestigkeit Le 1 2 fe e Biaxiale Stauchungsspannung unter hydrostatischen Bedingungen fj 1 45 fe e Einaxiale Stauchungsspannung unter hydrostatischen Bedingungen f 1 725 fe C 3 1 Simulation einer einzelnen Wandscheibe Wandscheibe W2 T3 22 h 238 mm lem 4 95 Nimm Safety Margin einzelne Wand aus Safety Margin Type Safety Margin Time 10 15 06 2009 21 14 14 Max 9 4 0 16014 Min Abbildung C 21 Auswertun
217. cklingen in den Luftkammern weisen allerdings aufgrund des zunehmenden Konkurrenzdrucks deklarierte Bemessungswerte der W rmeleitf higkeit von unter 0 08 W mK auf Somit st der Unterschied zwischen der W rmeleitf higkeit besonders von Dickbett bzw Mittelbettfugen 12 bzw 6 mm mit LM 21 aber auch evtl unsachgem ausgef hrten D nnbettm rtelfugen von 1 bis 3 mm Dicke betr chtlich Au erdem bringt der Einsatz von Vollsteinen ohne Lochung wie sie bei den nachfolgend vorgestellten Konstruktionen als tragende Schale dienen neben den bereits genannten bauphysikalischen Vorz gen f r Sandwichl sungen auch eindeutige Vorteile im Hinblick auf die Verarbeitung und Statik Aussparrungen und Schlitze f r Installationen 176 7 Prototypentwicklung am Beispiel von Sandwich und Verbund Konstruktionen 7 1 1 Vor berlegungen zur Prototypentwicklung Im Folgenden wird der Entwurf und die Entwicklung von W rmed mmbl cken mit dem Ziel U Werte zwischen 0 15 lt U lt 0 32 W m K zu erreichen vorgestellt Insgesamt wird der zu untersuchende Bereich so gew hlt dass wirtschaftliche Gesamtwanddicken lt 42 cm resultieren und dennoch der maximal zul ssige Grenzwert f r Au enwandkonstruktionen Umax lt 0 32 W m K des neuen Reglement grand ducal REG07 eingehalten wird Vernachl ssigt werden darf auch nicht dass eine Einsparung der D mmstoffdicke z B durch den Einsatz effizienter haufwerksporiger Leichtbetonrezepturen und Steingeome
218. cm ber cksichtigt Die u ere Vorsatzschale mit einer Dicke von 50mm wurde f r die Sandwichkonstruktionen bei den statischen Nachweisen nicht angesetzt wie es z B f r die Berechnung nach EC 6 Abschnitt 5 5 1 3 f r zweischalige W nde ohne Luftschicht m glich w re Das grundlegende statische System f r die nachfolgend n her beschriebenen Berechnungsergebnisse f r ein Einfamilienhaus st n Abbildung 7 12 dargestellt Dabei wurden n einer ersten Berechnung die in Abbildung 7 12 angegebenen Spannweiten der Decken und eine lichte Geschossh he von h 2 59 m angenommen Als Steinfestigkeit der inneren tragenden Wandschale der Sandwich und Verbundsteine mit einer Dicke von 17 5 cm wurde f r die ersten Berechnungen 12 N mm vgl Abbildung 7 11 und eine Dickbettm rtelfuge aus Normalm rtel der M rtelgruppe II angesetzt Durch die gew hlte Stein M rtel Kombination resultiert eine charakteristische Mauerwerksfestigkeit von fx 3 7 N mm vel DIN 1053 100 Tab 4 amp 5 Als besonders stark beanspruchter Bereich innerhalb des dargestellten Geb udes ist die Belastungssituation f r die Wand Pos W1 anzusehen Dort wird die Wandscheibe punktuell durch zwei Auflagerkr fte aus Unterz gen F belastet Durch diese in Abbildung 7 12 dargestellte Teilfl chenpressung wird das Mauerwerk besonders stark beansprucht so dass dieser Nachweis als oberes Grenzkriterium f r die Entwurfsberechnungen zu den Prototypen angesehen werden kann K nne
219. d u eren Tragschale aus LAC Betonen mit innenliegender Kernd mmung Die Kernd mmung wird ber Verbindungsmittel mit den beiden u eren Leichtbetonschalen des Steins fest verbunden Als Verbindungsmittel werden sowohl einfache abgewinkelte Edelstahlanker 2 mm 4 St ck vor dem Betonierprozess in den Drittelspunkten der Blockh he n die Kernd mmung durchgehend integriert Typ 1 als auch eine Schwalbenschwanzverbindung Typ 2 zur Verzahnung des Betons mit dem D mmstoff erprobt s Abbildung 7 1 Solch eine Schwalbenschwanzverbindung ist bereits bei Herstellern im skandinavischen Raum in der Mauersteinproduktion anzutreffen So wurde diese z B von finnischen Blockproduzenten in der maschinellen Steinfertigung erprobt und wird dort weiterhin kommerziell genutzt Auch gab es bereits in den OO er Jahren eine Zulassung f r solche Mauersteine f r den deutschen Markt Nor94 F r die eigenen thermischen wie statischen Entwurfsberechnungen wird die Dicke der inneren Tragschale zur Bemessung einer Wand aus den vorgeschlagenen Prototypen in Sandwichbauweise zu 130 mm und 175 mm gew hlt Dies geschieht vor dem Hintergrund dass gem DIN 1053 1 bzw vom DIBt f r das Zulassungsverfahren in Deutschland eine Mindestdicke der 178 7 Prototypentwicklung am Beispiel von Sandwich und Verbund Konstruktionen Tragschalen von gt 115 mm gefordert wird Die innerhalb dieser Forschungst tigkeit real hergestellten Sandwichbl cke weisen f r einen sicher
220. d concrete masonry blocks were forced to develop new innovative wall materials and constructions For assessing the real actual state of the art of masonry blocks 15 different bricks and blocks were taken from European free market as samples It was shown that especially for highly heat insulating masonry lightweight concrete blocks e g Vbl SW 2 with dry densities below 800 kg m an optimization potential still exists A relevant aspect for a critical estimation of a wall construction 1s the knowledge of mechanical and thermal lightweight aggregate concrete LAC parameters The present work describes investigations for determining design limit values of the thermal and mechanical properties of LAC Based on this a mathematical approach to describe the strength the thermal conductivity and for e g the stress strain relationship linked to the dry density in a range between 500 and 2000 kg m was derived For studying the material behavior of LAC specimens were produced in laboratory tests as well as in the production line by fabricating solid lightweight concrete blocks without inner air holes Due to the unsatisfying results of the market study further investigations had to be done to determine the influence of size and slenderness effects on the strength of solid specimen and masonry blocks with inner air holes made of LAC Additionally combined influencing factors were studied on block sections cut out of hollow and solid masonry blocks
221. dehnungen ergebenden E Moduli berpr ft Die mittels DMS ermittelten E Moduli wurden zu Vergleichszwecken den zuvor am gleichen Pr fk rper gemessenen E Modul Werten mit induktiven Dehnungsaufnehmern des Typs DDI gem einer kommerziell auf dem Markt befindlichen Messtechnik gegen bergestellt Der Vergleich zeigt eine Abweichung der mittels unterschiedlicher Messtechnik erfassten E Moduli in einer Gr enordnung von unter 7 Dieser Wert wird als hinreichend genau angesehen wenn man bedenkt dass die E Module auch nach der Leichtbetonnorm selbst f r geringe Werte z B um die 2000 N mm stets auf 100 N mm zu runden 4 8 Weitere bemessungsrelevante mechanische Eigenschaftswerte von LAC 83 sind Wird z B ein Versuch mit einer Standard Messtechnik am gleichen Zylinder direkt nacheinander wiederholt ergeben sich auch dort bereits Unterschiede in den Messergebnissen von bis zu ca 10 auch f r Normalbeton Die gemessenen Querdehnungen liegen dabei f r alle 3 verschiedenen Leichtbetone im Bereich von 70 90 um m DMS 1 DMS 2 100 wyww us unuyaq Zylinder 150 100 Druckspannung N mm Pr fzeit s Druckspannung Pr fzeit Querdehnungszeitverlauf DMS 4 L ngsdehnungszeitverlauf DMS 1 L ngsdehnungszeitverlauf DMS 2 Querdehnungszeitverlauf DMS 3 Abbildung 4 15 Pr fk rper zur Ermittlung des Querdehnverhaltens f r verschiedene Rohdichteklassen rechts Belastu
222. dell Gol08 e t 0 02 EC 2 Materialmodell Gol08 e t 0 05 A Serie V1 Versuchswerte Scheiben Vollstein O Serie V2 Versuchswerte Scheiben Lochstein 0 20 40 60 80 100 120 Schlankheit Zut Abbildung 6 6 Gegen berstellung der theoretisch berechneten Systemtragf higkeit zu den Versuchs ergebnissen von Wandscheiben aus Voll und Lochsteinen der gleichen Rezeptur und Herstelltag Als Fazit l sst sich aus den umfangreichen Verifikationen der normativen Bemessungsans tze aus dem Betonbau folgern dass die Traglast von LAC Stegen die aus Mauersteinen herausgeschnitten wurden am Besten durch das Ritter Modell wiedergegeben wird 1 10 H Genaueres Verfahren EC6 Genaueres Verfahren DIN 1053 100 1 00 0 90 0 80 0 70 0 60 0 50 dc z f t b e t 0 30 0 00 0 00 5 00 10 00 15 00 20 00 25 00 30 00 35 00 0 40 0 30 0 20 0 10 dl L A CT TT Di bezogene Schlankheit A h t GRENZE DIN 1053 100 GRENZE EC 6 A Wandscheiben Versuchsserie V1 Vollstein Wandscheiben Versuchsserie V2 Lochstein Abbildung 6 7 Vergleich der nach EC 6 und DIN 1053 100 berechneten Systemtragf higkeit f r Mauerwerk gegen ber Versuchergebnissen aus Vollsteinen Serie V1 und Loch steinen Serie V2 Auf diesem Ansatz basiert auch der Bemessungsansatz in der DIN EN 1520 zur Bestimmung der Tragf
223. dem zugeh rigen bezogenen Schwerpunktabstand k berechnet werden Dies zeigt an wie gro die Ausmitte der vorgegebenen Normalkraft sein muss damit ein bestimmtes Moment oder Grenzbereich erreicht wird Da die Druckversuche zentrisch durchgef hrt wurden e 0 wurde zur Nachrechnung lediglich anf nglich eine ungewollte Ausmitte von e h 400 zur Ber cksichtigung von Imperfektionen w hrend des Versuchs bzw innerhalb der Probengeometrie ber cksichtigt Der Vergleich in der Tabelle D 1 zeigt dass die im Versuch angesetzten Ausmitten e weit unterhalb der zugeh rigen berechneten Gesamtausmitten Ga zu Punkt A liegen D 2 Einfluss von Lastausmitten auf die Querschnittstragf higkeit A 43 M N Interaktion Proben V1 amp V2 Serie t 20 amp 28 mm 16 00 28x80x80 1 Querschnittsversagen nach nicht Theorie I Ordnung Re 2 Querschnittsversagen nach tragfahiger Bereich Theorie Il Ordnung m ige N Schlankheit 14 00 N NS 28x80x175 ke N 12 00 Eal saa 3 5 o 0 o N 7 gt 22x80x80 N 20x80x80 10 00 N Ka Seen d Bereich 2 22x80x238 20x80x175 2 tragf higer Bereich 8 00 N kN Res SECTE c 6 00 E GE BEE s 4 00 JL 35 35 S ei S Vollstein V1 X Lochstein V2 0 400 0 020 0 030 0 040 0 050 0 460 D M kNm Abbildung D 5 Interaktionsdiagramme der Querschnittstragf higkeit in Abh ngigkeit der Materialfestigkeit und Steggeometrie im Vergleich zu mittleren Ver
224. den Berechnungsans tzen aus dem Massivbau f r stabf rmige Bauteile Heg03 bzw den Knickstabbetrachtungen Now81l in Bezug auf die getestete Druckfestigkeit dargestellt Dadurch ergibt sich als analytischer Zusammenhang eine Kurve der bezogenen Querschnittstragf higkeit in Bezug auf die Schlankheit der kleinformatigen Wandscheiben respektiv Innenstegen bei Lochsteinen F r eine Erh hung der Schlankheit um das 9 Fache kann demnach eine verst rkte Festigkeitsreduktion von Ao 27 festgestellt werden Somit ist auch dieser Einflussfaktor der Innenstegschlankheit auf die Druckfestigkeit f r LAC deutlich nichtlinear Er ist zudem tendenziell mit den aus dem Stahl und Holzbau bekannten mathematischen Ans tzen zur Beschreibung des Schlankheitseinflusses nach Tetmajer Ros25 Kun08 oder Engesser Glo04 und Ritter Now81 unter Ber cksichtigung von unelastischem Werkstoffverhalten f r Beton vergleichbar Anzumerken ist dass in Bezug auf die in Kapitel 2 vorgestellten Bemessungsans tze zur Beschreibung der Traglast von unbewehrten gro formatigen Wandscheiben aus Mauerwerk und Beton die dort aufgef hrten zul ssigen Grenzschlankheiten As aus dem Wohnungsbau auch f r die untersuchten kleinformatigen Proben Abbildung 5 17 erreicht werden So betr gt z B die Schlankheit A hy i f r eine Wand mit einer lichten Geschossh he von 2 75 m die gleich der freien Knickl nge sei bei einer Wanddicke von 30 cm A 32 bzw f r eine Wanddicke von 24
225. den Wohnungsbau eingesetzt Alternativ lie en sich die Systeme auch leicht in die neuere internationale dezimetrische Ma ordnung DIN 18000 mit dem Grundmodul M 100 mm berf hren wobei f r den Wohnungsbau das Multimodul 3M 300 mm blich ist Variante 1 d Zuschnitt Variante 1 Abbildung 7 3 Ecksteinl sung Variante 1 passend zum Sandwich Universalstein Typ 1 mit asymmetrischer Kernd mmung z B aus EPS oder Kork usw als Plattenware Verbindungselemente 4 Edelstahlanker 2 mm rechts n tiger Zuschnitt auf der Baustelle Diese L sungen bieten f r den Hersteller wie auch das Planungsraster in oktametrischer Ma ordnung in Abbildung 7 5 zeigt die M glichkeit der Kostenreduktion durch den Einsatz einer geringen Anzahl an Sonderschalungen und herk mmlichen D mmplatten in der Fertigung F r die Baustelle bieten diese Eckvarianten den Vorteil dass sie besonders robust sind und flexibel auf der Baustelle gem den Bed rfnissen vor Ort individuell zugeschnitten werden k nnen Allerdings wird dadurch der Zeitaufwand auf der Baustelle zur Herstellung der Au enwand erh ht Die in Abbildung 7 4 dargestellte Variante 2 der Eckl sung besteht im Gegensatz zur Variante 1 aus einer D mmlage samt mechanisch beanspruchbarer Vorsatzschale aus LAC die allerdings nachtr glich auf der Baustelle ber in den D mmstoff eindrehbare Kunststoffd bel in den tragenden Innenstein eingehangen werden kann Das Fassadenelement mit r
226. denn das entstehende Kornger st beeinflusst ma geblich den Lastabtrag im LAC Da die Luftzwickel zwischen den Zuschlagsk rnern im LAC zur Gew hrleistung eines gleichm igen Lastabtrags ber das Kornger st nicht zu gro sein sollten wurden insbesondere f r die Betone im h heren Rohdichtebereich kontinuierliche Sieblinien verwendet In Abbildung 4 4 ist solch eine Sieblinie f r die Rezeptur MS 2 als Mittelwert aus drei S ebungen f r die zusammengestellte Gesteinsk rnung angegeben F r Leichtbetone im unteren Rohdichtebereich bis max 800 kg m werden hingegen blicherweise wie zuvor bereits erw hnt zumeist zur Reduzierung der W rmeleitf higkeit Sieblinien mit Ausfallk rnung im Bereich von 2 bis 4 mm bei einem K rnungsbereich von 0 bis 10 mm angewendet 68 4 Leichtbetonentwicklung Sieblinie MS2 0 8 mm 100 80 60 40 20 Siebdurchgang M 0 125 0 25 0 5 1 2 4 8 10 Lochweite mm Abbildung 4 4 Sieblinie bestimmt nach DIN EN 933 1 f r die Basisrezeptur MS2 im Produktionsversuch Zudem hatte sich bei Voruntersuchungen zur Rezepturenentwicklung im Labor gezeigt dass Leichtbetone mit zu unregelm igen Sieblinien mit hoher Ausfallk rnung st rker zum Entmischen neigen wodurch die gew nschten Festigkeiten nicht erzielt werden konnten insbesondere wenn auf die Zugabe von teueren Betonzusatzmitteln verzichtet werden soll Neben den in Tabelle 4 2 beschriebenen Mis
227. der verbunden sind Von dieser Pr fserie mit und ohne Querstege wurden jeweils 10 Einzelsteine gepr ft Zus tzlich wurden auch bei diesem Versuch wieder Steinausschnitte mit einer unterschiedlichen Anzahl an Luftreihen jedoch ber die gesamte Steinl nge mit durchtrennten Querstegen getestet s Abbildung 5 24 Parallel zu den zugeschnitten Lochsteinen und Lochsteinausschnitten wurden vergleichend als Referenz Steine gleicher Geometrie mit intakten Querstegen gepr ft A See Pie E DER Ga RER DE geen emeng ek AN a Ke ET Pr Ser SE RER ee EE See Schnittmuster Stein Q be Ses Ausschnitt 2L 2 Luftreihen mit amp ohne Querstege Ausschnitt 1L 1 Luftreihe mit amp ohne Querstege Ausschnitt 3L j 3 Luftreihen mit amp ohne ess Ee Ee Querstege Ausschnitt 4L 4 Luftreihen mit amp ohne Querstege Steinausschnitt Q 1L ohne Querstege nach Drucktest x Symbol f r Schnittmuster Steinsteinausschnitte EN herausgetrennte Querstege Abbildung 5 24 Zuschnitt der Lochsteine Vbl SW 20 DF durch heraustrennen der Querstege W e das nachfolgenden Diagramm in Abbildung 5 25 mit auf die ungeschnitten Steine und Steinausschnitte bezogenen relativen Druckfestigkeiten verdeutlicht kann auch durch diese Versuche 122 5 Untersuchungen zum Gr en und Schlankheitseffekt auf die resultierende Festigkeit empirisch zumindest eine st tzende Wirkung der Querstege w hrend des Druckversuchs ausgeschloss
228. derten Bereich a u nme Untersuchung kombinierter Beanspruchungen bei Lochsteinen mit schlanken Innenstegen Bestimmung der Traglast kleinformatiger Wandscheiben aus LAC aus Voll und Lochsteinen gegen ber Lochsteinfestigkeit 9 2 Einflussfaktoren Schlankheit Bef llungsvolumen Gr tkorn Steg bzw Materialfestigkeit Optimale Innenstegdicke Gr tkorn GFE Berechnungen zur Analyse und Kl rung von im Versuch beobachteten Rissentwicklungen auf Grundlage von mechanischen und geometrischen Einflussfaktoren auf die Lochsteinfestigkeit gt Kapitel 6 Zusammenf hrung der unterschiedlichen Untersuchungen gt Entwicklung eines Traglastmodells zur Beschreibung der ma gebenden Versagensmechanismen auf die Lochsteinfestigkeit von Steinen mit gitterf rmiger Stegstruktur aus LAC Kapitel 7 Prototypentwicklung von Sandwich und Verbundstein Konstruktionen mit Funktionstrennung in eine tragende und d mmende Schale zur zielsicheren Erf llung der thermischen und mechanischen Anforderungen an die Mauersteine Au enwand Abbildung 1 1 bersicht der Bearbeitungsschwerpunkte innerhalb der Arbeit 2 THEORETISCHE GRUNDLAGEN 2 1 Kenntnisstand ber haufwerksporigen Leichtbeton LAC 2 1 1 Grundlagen und geschichtliche Entwicklung von Leichtbeton Hauptmerkmal von Leichtbeton ist im Vergleich zu Normalbet
229. die ohne gro e Anzahl von Sonderformaten wie speziellen Ecksteinen f r z B jeweils linke und rechte Innen und Au enecken speziellen U und L Schalsteinen f r Unterz ge usw verbaut werden k nnen Trotzdem soll das entwickelte Konzept eine effektive Arbeitsweise auf der Baustelle erm glichen 7 2 Verwendete Materialien 7 2 1 Ausgew hlte LAC Rezepturen F r die praxisrelevante Prototypentwicklung werden von der Vielzahl der in Kapitel 4 vorgestellten LAC Rezepturen drei zur weiteren Berechnung der thermischen und mechanischen Eigenschaftskennwerte f r beide Typen der dreischaligen Sandwich bzw der zweischaligen Verbundsteinvariante ausgew hlt Grundlegend f r die Auswahl der Rezepturen sind hre g nstigen Rohdichte zu Festigkeits und W rmeleiti higkeitsverh ltnisse wie auch die niedrigen Herstellungskosten der Mischungsrezepturen Dies ist zum einen die Mischungsrezeptur Al auf Basis von Bl htonzuschl gen mit einer Trockenrohdichte von 950 kg m und einer getesteten Vollsteindruckfestigkeit von 5 6 N mm sowie zwei weitere Rezepturen MSI und MS2 bestehend aus einem Mix aus Bl hton Normalsand und dolomitischen Kalksplittzuschl gen Die letztgenannten Mischungen weisen je nach Maschinensteuerung und Verdichtungsintensit t Trockenrohdichten zwischen 1300 und 1500 kg m und Vollsteindruckfestigkeiten zwischen 12 und 17 N mm auf vgl Abbildung 7 11 Zus tzlich wurde zur Entwurfsberechnung f r den Verbu
230. dieser Auswertung werden die entwickelten LAC Betone auf Basis verschiedener Bl hton wie auch Bl hglas Zuschl ge und im h heren Rohdichtebereich dolomitischer Kalksplittzuschl ge nach Tabelle 4 2 ber cksichtigt Vergleichend kann zur Validierung der eigenen Messungen ebenfalls ein exponentieller Zusammenhang f r eine Rohdichte Lambda Relation aus Cam95 entnommen werden Diese funktionale Beschreibung ist als gestrichelte Linie im Diagramm Abbildung 4 8 dargestellt Cammerer et al Cam95 werteten 78 Leichtbetonprobendaten von LAC mit Naturbims Bl hton mit ohne Quarzsand Bl hschiefer mit ohne Quarzsand als verwendete Gesteinsk rnungen aus die ebenfalls bei einer Mitteltemperatur von 10 C im trockenen Zustand f r einen Rohdichtebereich von 400 bis 1800 kg m gemessenen wurden Die Gegen berstellung des experimentell mittels Regressionsrechnung bestimmten Kurvenverlaufs f r die eigene Rezepturenentwicklung zu dem exponentiellen Zusammenhang aus der Literatur Cam95 f r LAC 72 4 Leichtbetonentwicklung Betone mit anderen Leichtzuschl gen belegt dass die Kurvenverl ufe im Trend sehr gut bereinstimmen 0 9 m Bl hton 0 8 A Bl hton Kalksplitt Normalsand Bl hglas 0 7 Mis Bl hton Bl hglas 0 6 Expon Rohdichteabh ngigkeit der W rmeleitf higkeit nach Cammerer Expon Testergebnisse 0 5 0 4 0 3 e Yuac 0 0484e 7 0 2 Ruc 0 98 0 1
231. diglich hinsichtlich der Anwendungsgrenze w e z B der Deckenst tzweiten von 7 m EC 6 statt lt 6 m DIN 1053 100 Die Parameter be und t gem den Bemessungsvorschriften im Mauerwerksbau sind dabei quivalent zu l Knickl nge und h Querschnittsdicke im Betonbau Der Abminderungsfaktor zur Ber cksichtigung der Knickgefahr nach Theorie II Ordnung ergibt sich f r die vereinfachte Nachweisf hrung f r den EC 6 und die DIN 1053 100 zu 2 D 0 85 0 0011 E Vereinfachtes Verfahren DIN 1053 100 amp EC 6 GI 2 10 ef Mit her Knickl nge der Wand EC 6 bzw h DIN 1053 100 ter effektive Wanddicke s Abs 5 5 1 3 EC 6 bzw Wanddicke d DIN 1053 100 Zur Absch tzung der Querschnittstragf higkeit nach dem genaueren Verfahren der DIN 1053 100 gilt wieder die Annahme eine Spannungsblocks starr plastisches Materialverhalten nach Theorie I Ordnung wie auch bereits f r DIN 1045 1 vel Gl 2 4 dargestellt Zur Berechnung der Systemtragf higkeit wird ebenfalls auf die aus dem Betonbau bekannte Formulierung zur ckgegriffen jedoch wird der Einfluss der Schlankheit der Wand durch eine st rkere Neigung der Geraden ber cksichtigt Dies ist auf den Einfluss der Mauerwerksfugen auf die bezogene aufnehmbare Traglast bei zunehmender Wandschlankheit zur ckzuf hren In halber Geschossh he ergibt sich der Abminderungsfaktor zu h D 114 1 2 e t 0 024 lt D GI 2 11 Genaueres Verfahren DIN 1053 100
232. dingung des homogenen Verformungszustands in der horizontalen Ebene mit Os O s Und o folgt y y m Gips O m Gipst A 54 E racs Hm lGips LAC St St E m lGips O rs Os dE h E j O t t Has A Lips d u m Gips m Gisps D 4 1 Herleitung der Gleichung D 14 zur Bestimmung der D Anhang Modellbildung GI D 19 Nettosteindruckfestigkeit aus Standard Material und Geometriekennwerten bei Aufspalten der Querstege bei 80 90 der Bruchlast er 06 Netto EH s GI D 10 Te Oo LAC mit Querzug Spaltzug t u t Gesamt Querzugspannungen looz o eh eh SE h l u hsz k mit Le 5 t Querstegdicke mm u Querdehnzahl h sz 0 75 a nac mitwirkende Verteilungsh he wie f r wandartige Tr ger h Steinh he t 1 5 tLac sieg max Stegdicke N N k n Pog Pos ger Tr or il Ins Oo LAC Ins To rac k gt BDs Fa Lu og 1 0 8 Oo LAC Dar e k dy k n Oo LAC S SE Ou J c Bz Oo LAC Terz k n Oo LAC Ins GI D 20 DA Detailliertes Berechnungsbeispiel zur Bestimmung der Traglast f r den Lochstein V2 D 5 Detailliertes Berechnungsbeispiel zur Bestimmung der Traglast f r den Lochstein V2 Beispielberechnung Block V2 Lochstein Material und Geometrieparameter 4000 N mm mm 4 33 Nimm 119757 mm mittlere L ngsstegdicke 22 mm mit 8 mm Luftkammernbreite Materialfestigkeit f 0o9 Lac N mm und 22 mm L ngsstegdicke rockenrohdichte kg m Materi
233. e Probe V1 T1 80 0 00 WE S o d 0 2 4 6 8 10 12 14 16 18 20 Loadsteps 005 1 15 2 25 3 35 4 45 5 55 6 65 0 2 6 3 56 45 554 6 55 7 54 8 5 9 5 105 11 5 Last kN Dehnung mm m Abbildung C 10 li charakt Spannungs Dehnungs Linien der einzelnen Serien der Versuchsreihe V1 T1 re Last Verformungskurven von 20 mm dicken Wandscheiben der Versuchsreihe V1 T1 20 Ao 5 Optimales Verh ltnis min Einfluss des Mittelwert Kantenl nge Gr tkorn gt Gr eneffektes Bezug W rfel mit 3 5 sonst max Ao 20 bzw 175 bzw 200 mm in Bezug auf Festigkeit bei zu 150 mm Kantenl nge Probenvolumens 3 5 fachen Kantenl nge zu Gr tkorn Einfluss der Schlankheit an Ao 3 kompakten Proben Mittelwert Zylindern Bezug Zylinder 150 F gt 300 mm zu 150 er Einfluss der W rfel Endfl chenreibung Materialfestigkeit Einfluss eines a L ngeneffektes f r LAC 2 4 SC Vergleich Vollstein zu gt SS W rfel 150 er W rfel Materialfestigkeit Ac 27 Einfluss der Schlankheit an bei V a 5 Stabilit tsgef hrdeten gt GES SE Wandscheiben SE 120 er W rfel Vollstein Materialfestigkeit _ 0 Einfluss der Querstege Ee TE Maximalwert durch Versagen auf Quer amp Spaltzug Bef llung und Bezig e m Steinausschnitt S1 zu Wandscheibe V2 T3 22 Verdichtung bzw res S 5 Biegezugspannungen in Bern ER
234. e Spannungs Dehnungs Kennlinie der DINEN 1520 beschreibbar wohingegen LAC gt 1000 kg m gem den eigenen Untersuchungen eher dem Ansatz der DIN 1045 1 Normalbeton hneln wenn man von der geringeren Bruchdehnung und V lligkeit des Kurvenverlaufs absieht vgl Abbildung 4 14 unten Das ver nderte Dehnungsverhalten von LAC gegen ber Normalbeton kann allerdings durch Anpassung der Werte f r den Parameter k an das spr dere Materialverhalten zwischen 1 und 2 vgl Glo04 ber cksichtigt werden Somit k nnen folglich mehrere Einflussgr en wie die ver nderte Anfangssteigung die Variation der V lligkeit der SDL und auch der st rkere Abfall der Materialkennlinie nach Erreichen der maximalen Festigkeit der verschiedenen LAC Rezepturen in Abh ngigkeit hrer Rohdichte und das spr dere Materialverhalten gegen ber gef gedichten Normalbeton ber einen einzigen Parameter praxisgerecht und wirklichkeitsnah dealisiert werden Der Vergleich der berechneten 1idealisierten Spannungs Dehnungs Linie mit den gemessenen Kennlinien in Abbildung 4 14 zeigt dass ein Faktor von 1 25 das reale Baustoffverhalten der untersuchten LAC Betone sehr gut wiedergibt In der DIN 1045 1 wird zwischen der Spannungs Dehnungs Linie f r die Querschnittsbemessung sowie f r die nichtlineare Schnittgr enermittlung s Kapitel 2 3 4 und 2 3 3 unterschieden Ma gebend f r die weiteren Untersuchungen innerhalb der Arbeit zur Querschnittstragf higkeit von
235. e Trag und Rissverhalten durch die nicht linearen FE Berechnungen im nachfolgenden Kapitel 5 4 3 nachvollzogen werden Dar ber hinaus sind f r die Randbedingungen Fall a bis c jeweils die Verformungen wie auch Spannungen der Querstege auf hrer Mittelachse senkrecht zur Belastungsrichtung x und y Richtung im FE Modell ausgewertet worden Leu09a Dies hat zum Ziel den Einfluss der Querstege auf das gesamte Wandsystem eines Lochsteins evtl auf rein mechanische Effekte hin analysieren zu k nnen die wegen der geometrischen Randbedingungen bereits bei linear elastischem Materialverhalten auftreten Nachfolgend sind f r den Berechnungsfallc exemplarisch die Berechnungsergebnisse gegen ber der w hrend des Druckversuchs real gemessenen Querverformungen des Steinausschnittes S2 f r den letzten Lastschritt vor dem Bruch dargestellt Abbildung 5 37 Die in der Abbildung 5 37 zu sehende antisymmetrische Verformung zur Symmetrieachse y Achse im Diagramm der wirklich im Versuche gemessenen Probe ist mit einer physikalischen Nichtlinearit t aufgrund der unterschiedlichen E Modul Verteilung ber den Steinquerschnitt zu begr nden die in deutlich geringerem Ma e auch durch die FE Berechnung abgebildet wird s Tabelle 5 6 Sie tritt auch bei den Berechnungen mit und ohne Reibkontakt sowie zu den Berechungen zum Steinausschnitt SI mit einer Luftreihe auf vgl Anhang C Die FE Berechnung f hrt dabei nahe der realen Bruchlast zu gering
236. e als ar thmetisches Mittel der Einzelwerte gepr ft so dass die Werte im Diagramm in Abbildung 5 9 als Mittelwerte unter Angabe der Standardabweichung zusammengefasst werden Somit l sst sich der H heneffekt reproduzieren und ist f r diese Steinart eindeutig belegt wie auch die Trendlinie zur Entwicklung der rel Druckfestigkeit in Abh ngigkeit der mechanischen Schlankheit in Abbildung 5 9 rechts belegt e Geschnittene Hohlblocksteine Um die Einflussfaktoren f r die drastischen Festigkeitsunterschiede zwischen Lochsteinen zur Materialfestigkeit weiterf hrend experimentell nachweisen zu k nnen wurden zudem aus Vollsteinen durch S geschnitte Hohlkammersteine mit zwei Luftkammern und unterschiedlichen Stegdicken von 50 mm Hbl 50 und 40 mm Hbl 40 hergestellt s Abbildung 5 8 Die Ergebnisse aus diesen kraftgeregelten Versuchen nach DIN EN 772 1 zeigt die nachfolgende Abbildung 5 10 Dort sind die Testresultate der aus den Vollsteinen der gleichen Produktion ges gten Hohlbl cke gegen bergestellt und in Abh ngigkeit des jeweiligen Lochanteil der Luftkammern in Vol bezogen auf das Gesamtvolumen der Steine aufgetragen Zum direkten Vergleich sind auch hier wieder die Druckfestigkeiten der Lochsteine bzw geschnittenen Hohlbl cke bezogen auf die Nettoquerschnittsfl che als relative Druckfestigkeiten in Bezug auf die Vollsteinfestigkeit dargestellt um einen Vergleich zur reinen Materialfestigkeit mit den Vollsteinen zu erm gliche
237. e au erhalb Wandquerschnitt Wandquerschnitt Abbildung 2 25 links Bezogene Spannungs Dehnungs Linie in Anlehnung an Glo04 rechts Schematische Darstellung der Bestimmung der resultierenden Betondruckkraft bei Verwendung des Parabel Rechteck Diagramms f r unbewehrte Querschnitte in Anlehnung an die Literatur Zil06 Heg07 2 3 3 Werkstoffgesetz nach DIN 1045 1 S Schnittgr enermittlung Die DIN 1045 1 2001 2008 und der EC 2 2005 unterscheiden beide gleicherma en beim Ansatz der einaxialen Spannungs Dehnungs Linie zwischen einer nichtlinearen Schnittgr enermittlung und Querschnittsbemessung Das Materialgesetz zur nichtlinearen Schnittgr enermittlung weist genau wie das von J ger et al 2002 verwendete Werkstoffgesetz zur Beschreibung der Tragf higkeit von schlanken Mauerwerksw nden die M glichkeit der Ber cksichtigung einer Materialentfestigung bei 38 2 Theoretische Grundlagen Versagen auf vgl Abbildung 2 26 Au erdem ist eine Variation der V lligkeit der Spannungs Dehnungs Linie bedingt durch den Ansatz des V lligkeitsbeiwerts ar bzw bezogenem Ursprungsmodul k m glich Somit ist ein Vorteil dieses Gesetzes dass eine beliebige nichtlineare Kennlinie zwischen den Grenzf llen linear elastisch und starr plastisch abbildbar ist Dabei ist das Werkstoffgesetz aus dem Model Code 90 MC90 bzw Eurocode 2 bernommen worden Dieses Materialgesetz ist f r Normalbeton aufgrund l ngj hriger Erfahrung abgesiche
238. e die Abbildung 5 9 zeigt die so erzielten Nettodruckfestigkeiten im Mittel immer noch 30 bis 34 unterhalb der Bezugsfestigkeit der zum gleichen Zeitpunkt hergestellten und gepr ften Vollsteine V1 derselben LAC Rezeptur 1 20 O V2 N Lochstein O V2 1 3 1 00 A V2 2 3 V2 R V1 Vollstein 0 80 Poly Gesamt Brel Druckfestigkeit bzg auf ANetto Brel Druckfestigkeit bzg auf ABrutto o ei Vollstein O O O D CH fLAG Stein 0 0272x 0 0852x 0 6297 fGeom rel Druckfestigkeit bzg auf V1 fGeom relative Druckfestigkeit bzg auf V1 Vollstein R 0 74 0 20 0 00 0 00 1 00 2 00 3 00 4 00 V1 Vollstein V2 1 3 V2 2 3 V2 R V2 N mech Schlankheit A halt ohne Ber cksichtung von Querstegen Bezugswert Lochstein Lochstein Lochstein Lochstein Abbildung 5 9 Einfluss der Steingeometrie f r Lochsteine aus LAC unter Angabe der relativen Druck festigkeit als Mittelwert bezogen auf die Vollsteinfestigkeit zum gleichen Pr fzeitpunkt nach 151 und 195 Tagen links Festigkeitsverluste bzg auf die mechanische Schlankheit re 5 1 Untersuchungen zum Gr eneffekt auf die resultierende Festigkeit 107 Die zuvor beschriebene Querschnittsreduktion zur Erlangung desselben mechanischen Schlankheitsgrades A s i des Lochsteins 20 DF Format Serie V2 wie f r die Vollsteine der gleichen Rezeptur und Herstelltag S
239. e ergeben sich dann zu m M fem b t Durch Berechnung dieser Werte l sst sich die Grenzkurve f r unbewehrte Querschnitte wie f r die im Speziellen in Kapitel 5 2 untersuchten Wandscheiben Proben der Versuchsserien VI Vollstein und V2 Lochstein mit den f r Innenstege von monolithischen W rmed mmsteinen interessanten Stegdicken von t 20 mm und t 28 mm darstellen Mittels des berechneten M N Interaktionsdiagramms ist erkennbar ob ein Stegquerschnitt einer bestimmten Abmessung bei vorgegebener Beanspruchung und LAC Festigkeit noch tragf hig ist Als Materialdruckfestigkeit fe wurde f r die Berechnungen der statistisch aus Versuchen abgesch tzte Wert O9 1 1c 6 48 N mm angesetzt s Kapitel 6 1 1 A 42 D Anhang Modellbildung Bereich 1 l amp c2 x Ec1 E c1 Ec2 t amp c2 Bereich 3 amp Z SE k t d HR V2 e t 2 a 2 gt a ka en e t Ge Z ne fo Abbildung D 4 Dehnungs und Spannungsverteilung im unbewehrten LAC Querschnitt In der Abbildung D 5 sind die berechneten Interaktionskennlinien f r Querschnittsdicken von 20 und 28 mm den experimentell ermittelten Traglasten Naz exp als Mittelwert einer Pr fserie gegen bergestellt Dabei wird f r die experimentell bestimmten Bruchlasten angenommen dass diese auf der Kurve der Grenztragf higkeit liegen Besonders wichtig sind dabei die im Diagramm gekennzeichneten Punkte A Beginn des Aufrei en d
240. e im Bereich der Lasteinleitungsplatten knirschend auseinander und es entstehend darauffolgend vertikale L ngsrisse im Bereich der Querstege bei ca 80 bis 90 der Bruchlast vgl Abbildung 5 38 Durch weitere Laststeigerung bricht die Probe bei Maximallast mehr oder weniger schlagartig Somit kann auch numerisch nachvollzogen werden dass bei spr dem Material wie LAC schon relativ geringe Zugspannungen im Hauptspannungsraum nach dem Bruchmodell von William und Warnke im lension Tension Compression Bereich die maximal ertragbaren Druckspannungen deutlich reduzieren Die Querzugspannungen werden anscheinend durch die unterschiedliche lotrechte Spannungsverteilung aufgrund der gitterartigen Rippenstruktur der Innenstege in den Lochsteinen noch verst rkt s Abbildung 5 43 so dass die Querzugspannungen durch Querdehnung des Materials als auch durch Spaltzugspannungen aufgrund der Geometrie berlagert werden Dieser Sachverhalt l sst sich durch die Auswertung der Kontaktspannungsverteilung normal zur Kontaktfl che der Probe aus LAC zur Lasteinleitungsplatte aus Stahl in Abbildung 5 43 darstellen Zus tzlich zu dem FE Modell unter Ansatz einer nichtlinearen Materialkennlinie wurden f r die Probe SI mit 2 Luftkammern auch Berechnungen mit anderen neueren Elementtypen Solid186 durchgef hrt wobei das plastische Materialverhalten gem DINEN 1520 als bilineare Kennlinie abgebildet wird s Kapitel 2 Auch bei desen Parameterstudien sind
241. e05J f r Vollsteine ohne Lochschlitze aus LAC Deshalb werden in den weiterf hrenden Kapitel 5 2 zus tzliche empirische Untersuchungsergebnisse an kleinformatigen Wandscheiben aus Voll und Lochsteinen zur berpr fung des Einflusses der Innenstegschlankheiten auf die resultierende Druckfestigkeit vorgestellt die den Einfluss von Bef llungs Gr tkorn Verdichtungseffekten und der Schlankheit der Stege belegen sollen 5 1 5 Schlussfolgerungen zum Gr en und Geometrieeffekt auf die Festigkeit Aus den zuvor dargestellten Literaturrecherchen und experimentellen Untersuchungsergebnissen sowohl von kompakten Referenz Laborpr fk rpern als auch durch Versuche an ver nderten Geometrien von Voll und Lochsteinen l sst sich folgendes bzgl des Einflusses auf die resultierende Druckfestigkeit ableiten e Die Lochstein Druckfestigkeiten bezogen auf Nettosteinquerschnittsfl che weichen signifikant von den getesteten Vollsteinfestigkeiten ab Der Vergleich der Druckfestigkeiten der Vollsteine bzw Referenzw rfel zu den Druckfestigkeiten der Lochsteine ergibt dass aufgrund der Geometrie der Lochsteine die resultierenden Druckfestigkeiten im Mittel um 33 bis 40 im Vergleich zu den Vollsteinen reduziert werden e Die gezielte Auswertung von Literaturstellen in Kapitel 5 1 zum Einfluss des Gr eneffektes bzw Volumens und der Schlankheit nicht stabilit tsgef hrdeter Pr fk rper verdeutlicht dass auch f r LAC Betone diese Einfl sse so
242. ebnisse zu den deklarierten Werten nach der jeweiligen Zulassung Pr fbescheid gemessene berechneter Bars Standard W rmeleit Bemessungswert g abweichung der Interne f hiakei wert Mauerwerk higkeit nach DIN V 4108 gem W rmeleit Steinbezeich nach Zulassung nung ee 4 2007 N f higkeit Mittelwert W m K Au 0 tr W mK W mK in W mK Die neuere Normengeneration f hrt demnach zu noch sch rferen Anforderungen an die statistischen Abweichungen innerhalb einer Produktion ausgedr ckt als Relation zwischen der W rmeleitf higkeit und der Rohdichte in Abh ngigkeit des Scherbenmaterials der Steine Nach der aktuellen Norm DIN V 4108 4 2007 wird der extrapolierte Wert der W rmeleitf higkeit bei 100 der Produktion wie in Abbildung A 1 beispielhaft f r einen Stein berechnet und in Abbildung 3 8 schematisch gezeigt unter Zugrundelegung der Bandbreite der Rohdichte der Mauersteine folglich bei der Nennrohdichte Pmax ermittelt Die W rmeleitf higkeit Aua ergibt sich dabei aus der Steigung der 52 3 Stand der Technik Marktstudie Geraden m der Bandbreite der Rohdichte Ap und dem deklarierten Wert der W rmeleitf higkeit z B als Mittelwert der Messergebnisse sowo Die Steigung der Geraden m kann in Abh ngigkeit des Materials beziehungsweise der Zuschlagsart nach Tabelle A 1 der DIN V 4108 4 2007 ermittelt werden Zur Angabe der Bemessungswerte n Tabelle 3 3 wurden die Rundungsregeln nach DIN EN ISO 10456 200
243. echnungsformeln der DIN EN 1520 sehr exakt f r die Produktionsversuche der hier verwendeten 78 4 Leichtbetonentwicklung Leichtbetonrezepturen der E Modul abgesch tzt werden kann w hrend die Absch tzung f r die Laborproben eher auf der sicheren Seite liegt Somit kann f r Bemessungszwecke und 8000 f r die Prototypentwicklung f r die Messreihe Uni Lux Labor 7000 untersuchten LAC Rezepturen der E E Zylinder aus Vollbl cken aus der EES 5 ri Modul gem Gl 4 2 abgesch tzt werden 6000 5000 Die nachfolgende Abbildung 4 12 zeigt 4000 den berechneten und gemessenen E Modul 3000 in Abh ngigkeit der gemessenen E Modul berechnet MPa Zylinderdruckfestigkeit sowohl f r 2000 separat hergestellte w e auch kerngebohrte 1000 Zylinder aus der Produktion Aus den Diagrammen ist ersichtlich dass die 0 1000 2000 3000 4000 5000 6000 7000 8000 Druckfestigkeiten der Laborzylinder EMOA JEMESSEN MPa Abbildung 4 12 links bei gleichem Rohdichtebereich deutlich geringer Abbildung 4 11 ausfallen als f r die Bohrkern Zylinder Vergleich zwischen gemessenen und berechneten E Modul gleicher Abmessungen die der nach DIN EN 1520 maschinellen Produktion im Fertigteilwerk entstammen Abbildung 4 12 rechts Bedingt durch den Herstellungsprozess kommt es wegen der unterschiedlichen Bef llung und Verdichtung der Schalungen und der festigkeitsbildende
244. ects Bezug 150 er W rfel bzw Vollstein I Materialfestigkeit Kombination aus allen Effekten Ac 33 bis max 46 Mittelwert Bezug Bezug 150 er W rfel bzw Vollstein Materialfestigkeit Vergleich Lochstein Vbl SW i 2 zu Materialfestigkeit Vollstein Ao Max 20 27 max 47 Abbildung C 11 Abschlie endes Fazit aus den Untersuchungen zum Gr en Schlankheits und Bef llungseffekten und strukturellen Nichtlinearit ten durch die Geometrie A 26 C Anhang Gr en und Schlankheitseffekte f r LAC C 3 FE Berechnungen zum Einfluss verschiedener Steifigkeiten im Steinquerschnitt Minimum Principal Stress 3 SES Type Minimum Principal Stress w Unit Pa Time 1 25 10 2009 10 43 Minimum Principal 5 Ya Minimum Prime nit Fa Time 25 10 2008 10 33 LOUG let Mag ee 3 07165 4173606 5 03756 Hi EI Re 5 6510 Mee e Abbildung C 12 Hauptdruckspannungen o f r variable E Module der L ngsstege Minimum Principal Stre Type Minimum Principal Unit Pa 21 SEN CITE ne 7 Ok 9 34e6 Min 1 5913e6 Max 1 986 2 1926e6 2 4553e6 2 5e6 s 2 5698e6 RES 3 2398e6 3 909966 T A EEN 4 58e6 6 168e6 H In 1 3 der Probenh he Abbildung C 13 Hauptdruckspannungen o3 f r konstantem E Modul 4000 N mm ber den Steinquerschnitt mit Darstellung der ungleichen lotrechten Druckspannungsverteilung u C 3
245. edruck und zug gem Schritt 4a zu beschreiben Die eigene Modellbildung basiert dabei auf Untersuchungen von Haller Hal49 Hal69 und Berndt Ber96 Ber00 die in Mauerwerksversuchen ebenfalls den Einfluss von gelochten Steinen auf die Wandfestigkeit untersuchten Auch sie stellten in Ihren Untersuchungen zur analytischen Beschreibung der Traglast von Mauerwerk aus gelochten Mauersteinen mit Gitterstruktur fest dass die Zugbeanspruchungen im Steinquerschnitt mit Erh hung der Dicke der M rtelschicht und dem Lochanteil ansteigen Hal69 Ber00 Des Weiteren stellen beide Autoren bei vergleichenden Untersuchungen fest dass Lochsteine im Mauerwerksverband in Druckversuchen dazu tendieren parallel zur Lasteinleitungsrichtung aufzuspalten Keilbruch 6 2 2 1 Bruchverhalten von Lochsteinen Initiales Versagen der Querstege Wie bereits die detaillierten Untersuchungen in Kapitel 5 gezeigt haben resultieren aufgrund Bef llungs und Verdichtungsunterschieden in den untersuchten Lochsteinen unterschiedliche Steifigkeiten von L ngs und Querstegen Dieses Ph nomen wurde auch von anderen Autoren wie Kuch Kuc03 und Sagmeister Sag99 bereits experimentell f r haufwerksporige Leichtbetonsteine aufgrund unterschiedlicher Rohdichteverteilungen festgestellt In Folge einer unterschiedlichen Steifigkeitsverteilung ber den Lochsteinquerschnitt kommt es bei gleichm iger Lasteinleitung ber Druckplatten zu einer unterschiedlichen Druckbeanspruch
246. eich der eigenen Datens tze mit der von Beer et al Bee05 Tabelle 5 3 auf Basis von W rfeln mit 100 mm Kantenl nge hergeleiteten Funktion zur Bestimmung eines Formfaktors fy w rfei 00 stein f r die Steindruckfestigkeit deutlich Die Vollsteinversuche und die aus Vollsteinen geschnittenen Einzelwerte der Hbl 50 und 40 Bl cke k nnen mehr oder weniger dem Modellansatz folgen im Verh ltnis zu der W rfeldruckfestigkeit mit Kantenl nge 100 mm als Referenz Jedoch fallen die zuvor gezeigten Versuche an Lochsteinen Vbl SW Serie V2 auch f r unterschiedliche Schlankheiten durch Zuschnitt der Steine in der H he aus dem Rahmen und sind nicht mit dem Ansatz nach Bee05 5 1 Untersuchungen zum Gr eneffekt auf die resultierende Festigkeit 109 beschreibbar w e d e mathematische Auswertung mittels dem Programm Origin in Abbildung 5 11 zeigt l 0 I L l RB exp Formfaktor nach Bee05 f r Vollsteine aus SFK4 Kurvenverlauf Formfaktor Bee05 i L 1 1 HbI 40 Vollsteine i Lochsteine Vbl SW Lett Vbl SW 1 3H E Exp Formfaktor fv Lochsteine Vbl SW OH u gem Umrechnungs funktion von Bee05 aus Tabelle 5 3 r Formfaktor f ChiX2 DoF 0 00135 R 2 0 95708 A 1 3613 0 03124 B 1 59919 0 14007 C 0 97 0 on on D RE A h min l b Abbildung 5 11 Vergleich der aus den eigenen Versuchen experimentell bestimmten Formfaktoren f mit Ansatzfunktion und Testdaten von Be
247. eich vertikal verlaufenden Risse auch regelm ig sowohl f r die Untersuchungen hergestellten Referenz Lochsteine als auch f r Steine und Steinauschnitte aus der Marktstudie beobachtet werden Vermutet wird dass Quer und Spaltzugspannungen im Steinquerschnitt bedingt durch die querdehnungsbehindernde Wirkung der Lasteinleitungsplatten und die gitterf rmige versetzte Anordnung der Stege m Bruchzustand noch verst rkt werden und zu dem beschriebenen Bruchbild f hren Anzumerken ist dass auch Zugspannungskonzentrationen quer zur Belastungsrichtung durch FE Berechnungen an Lochsteinen und Lochsteinausschnitten nachvollzogen werden konnten die diese Theorie unterst tzen Im Zuge des zu erarbeitenden Traglastmodells von Lochsteinen mit gitterf rmiger Innenstegstruktur aus LAC gegen ber der Materialfestigkeit von kompakten Pr fk rpern wurden in Kapitel 6 zielgerichtet weitere Literaturstellen vergleichend ausgewertet und festgestellt dass das f r einzelne LAC Lochsteine beobachtete Bruchverhalten auch von anderen Autoren f r Mauerwerksw nde aus Lochsteinen Moh07b Schu00 Ber00 Gab06 dokumentiert wurde Dabei scheint dieses Bruchverhalten auch f r Lochsteine mit gitterf rmiger Struktur aus anderen quas spr den Materialien wie auch Normalbeton und Hochlochziegeln aufzutreten Aufbauend auf einer statistischen Auswertung der gemessenen mechanischen Kennwerte der Biegezug und Druckfestigkeit mittels des Weibull Modells
248. eimgehaltes rechts Zusammenhang zwischen Druckfestigkeit und Trockenrohdichte nach Vocke Aur71 und Rohdichte zur W rmeleitf higkeit unten nach Cam95 2 1 5 Lastabtrag in LAC gegen ber gef gedichten Betonen Das Tragverhalten von haufwerksporigem Leichtbeton LAC unter Druckbeanspruchung wird nachfolgend anhand der speziellen Gef gestruktur erl utert und dem Tragverhalten von gef gedichten Leicht und Normalbetonen gegen bergestellt Dabei ist vor allem f r die Betrachtungen ein geeigneter Abbildungsma stab zu finden Auf der Makroebene wird ein Baustoff wie ein quasi homogener Werkstoff betrachtet vgl Abbildung 2 12 Diese Ebene ist sehr dienlich um alle bemessungsrelevanten Eigenschaften festzulegen Um jedoch das wirkliche Trag und Rissverhalten des Baustoffs Beton verstehen zu k nnen hat sich allgemeinhin f r Beton durchgesetzt diesen auf mesoskopischer Ebene zu betrachten vgl Z1105 Fau03 Der Abbildungsbereich reicht dabei von Millimetern bis zu wenigen Zentimetern Abbildung 2 12 Diese Ebene wird im Folgenden gew hlt um das Tragverhalten von Beton wie aus der Literatur bekannt auch f r LAC er rtern und mit experimentell festgestellten Rissbildungen vergleichen zu k nnen In dieser Aufl sung lassen sich alle f r den Kraftfluss relevanten Eigenschaften der einzelnen Komponenten in einem n tigen Rahmen abbilden ohne sich in Details der Mikrostruktur von Betonen zu verlieren 22 2 Theoretische Grundlagen
249. eine recht gute bereinstimmung Somit findet dieses praxisgerechte Traglastmodell auch im Vergleich zu anderen Berechnungsverfahren eine Best tigung 6 3 Validierung des Modells an Mauersteinen aus der Marktstudie Zur berpr fung des in Kapitel 6 2 vorgestellten analytischen Ingenieurmodells zur Prognostizierung der Tragf higkeit von Lochsteinen gegen ber der Materialfestigkeit wurden zudem die experimentell bestimmten Traglasten von zwei weiteren W rmed mmsteinen aus LAC aus der Marktstudie nachgerechnet Diese Analyse soll zeigen dass das am Lochstein der Versuchsserie V2 aus Kapitel 5 2 hergeleitete Traglastmodell eine Allgemeing ltiskeit f r Lochsteine mit gitterf rmiger Innenstegstruktur hat und unabh ngig der Lochkammer sowie Innenstegabmessungen und der verwendeten Leichtzuschl ge angewendet werden kann Die Abbildung 6 12 zeigt die Lochsteingeometrien der zwei aus der Marktstudie ausgew hlten Leichtbetonsteine zur berpr fung des Traglastmodells Der erste Stein mit der internen Steinkennung E besteht aus Bimsleichtbeton mit einem Gr tkorndurchmesser der leichten Gesteinsk rnung von 16 mm Es handelt sich bei diesem Stein genau wie f r den zuvor im Detail untersuchten Lochstein der Versuchsserie V2 um einen klassischen W rmed mmsstein als Vollblock des Typs Vbl SW 2 mit versetzten L ngsschlitzen s Abbildung 6 12 links Der zweite Stein ist dagegen ein Hohlblockstein Marktstudienkennzeichnung K mit deutlich bre
250. ellparameter m und ou rechnerisch ermittelt werden Dieses Verfahren ist etwas genauer als das meist genutzte N herungsverfahren ber die graphische Auswertung nach der Abweichung der kleinsten Fehlerquadrate Regressionsanalyse Die Methode basiert auf dem Sachverhalt dass bei einem gro en Stichprobenumfang n ein bergang vom Histogramm der Versagenswahrscheinlichkeiten zur Dichtefunktion f o Wil04 erfolgt Nach dem Produktgesetz der Wahrscheinlichkeiten ergibt sich f r die Wahrscheinlichkeit L dass f r die dargestellten Proben ein Versagen eintritt als Produkt der Wahrscheinlichkeiten des Versagens f r jedes Einzelintervall im Histogramm Das prinzipielle Vorgehen kann wie folgt dargestellt werden m l Oci ul el i 1 O0 A Oo Zur Vereinfachung der Differentiation wird die Likelihoodfunktion logarithmiert und nach m und 6 zur Bestimmung der Extrema differenziert 1 Sie SE em ji 7 gt Mo m iterativ n m gt O 3 7 97 7 41 D 2 Einfluss von Lastausmitten auf die Querschnittstragf higkeit Die Querschnittstragf higkeit von Beton und Mauerwerksw nden ist gekennzeichnet durch einen Gleichgewichtszustand zwischen inneren Schnittgr en und u erer Belastung f r den zugleich eine werkstoffabh ngige Versagensbedingung gilt Um folglich bei zentrisch bzw berwiegend gedr ckten Querschnitten wie dies bei den Versuchen in Kapitel 5 2 der Fall ist die aufnehmbare Druckkraft N prognostizie
251. em Materialgesetz nach Ritter GI 6 8 L Fl chentr gheitsmoment um die schwache Achse Am mittlere Querschnittsfl che der L ngsstege N vertikale Belastung f einaxiale Druckbelastung Die Knickl nge eines einzelnen Innensteges ergibt sich gem der Theorie von Euler zu h m fB IN GI 6 9 Die zunehmenden Kr mmungen x der urspr nglich geraden L ngsstegachse werden um den Stabilit tsnachweis in Anlehnung an Hal69 Kri91 und Heg07 durch den Nachweis des meistbeanspruchten Querschnitts zu ersetzen ebenfalls mit der in Abbildung 6 10 angenommenen sinus f rmigen Biegelinie hergeleitet Gem Gun00 kann folgender N herungsansatz nach Schwartz zur Berechnung der Kr mmungen xv f r Wandbaustoffe verwendet werden K 3 4 1 tan 2 4 e t tan 2 4 e ol k GI 6 10 mit Winkel 2 4 e n t im Bogenma zu berechnen Mit Hilfe der so bestimmten Werte auf halber Innenstegh he und im oberen und unteren Bereich der Lasteinleitungsplatten mit Einspannwirkung durch behinderte Querdehnung kann die maximale horizontale L ngsstegausbiegung Wmax f Ku B Kua nach Gl 6 7 berechnet werden Die zus tzlichen horizontalen Auslenkungen bzw Zusatzausmitten infolge Form nderungen nach Theorie U Ordnung werden durch die Berechnung der Schnittgr en nach Theorie II Ordnung iterativ wie folgt berechnet Wimax i 1 Wimax t Cat Ek mit ek 0 f r die untersuchten Kurzzeitbelastungen und i 0 1 2 n e
252. em Plattenger t und dem W rmestrommessplattenger t Produkte mit mittlerem und niedrigem W rmedurchlasswiderstand Erschienen bei Beuth Verlag GmbH Fassung Mai 2001 DIN EN 13055 1 Leichte Gesteinsk rnungen Teil 1 Leichte Gesteinsk rnungen f r Beton M rtel und Einpressm rtel Deutsches Institut f r Normung e V Beuth Verlag Berlin August 2002 DIN V 18152 Vollsteine und Vollbl cke aus Leichtbeton Teil 100 Vollsteine und Vollbl cke mit besonderen EigenschaftenDeutsches Institut f r Normung e V Beuth Verlag Berlin Oktober 2005 DIN V 18153 Mauersteine aus Beton Normalbeton Teil 100 Mauersteine mit besonderen Eigenschaften Deutsches Institut f r Normung e V Beuth Verlag Berlin Oktober 2005 DIN V 18151 H hlbl cke aus Leichtbeton Deutsches Institut f r Normung e V Beuth Verlag Berlin Oktober 2003 DIN V 18152 Vollsteine und Vollbl cke aus Leichtbeton Deutsches Institut f r Normung e V Beuth Verlag Berlin Oktober 2003 DIN 52611 1 Bestimmung des W rmedurchlasswiderstandes von Bauteilen Pr fung im Laboratorium Heizkastenverfahren Erschienen bei Beuth Verlag GmbH Fassung Januar 1991 DIN 52612 1 2 Bestimmung der W rmeleitf higkeit mit dem Plattenger t Durchf hrung und Auswertung Erschienen bei Beuth Verlag GmbH Fassung September 1979 DIN 52620 W rmeschutztechnische Pr fungen Bestimmung des Bezugsfeuchtegehalts von Baustoffen Ausgleichfeuchtegehalt bei 23 C und 80
253. em Vorgehen bei der Entwicklung von Sandwichsystemen werden auch f r den sogenannten Verbundstein bestehend aus einer u eren D mm und inneren Tragschale aus den verschiedenen Varianten der Voruntersuchungen vgl Leu07b zwei zur weiteren Analyse ausgew hlt s Abbildung 7 2 Die tragende Innenschale der Verbundsteintypen aus Leichtbeton kann sowohl als Loch wie auch Vollstein ausgebildet werden vgl Abbildung 7 2 links bzw rechts Durch die Verwendung von h herfestem LAC kann durch eine Lochung der inneren Tragschale das Gewicht deutlich gesenkt werden Dies bringt Vorteile bei der Verlegung und f r den Transport mit sich allerdings ist auch mit einer deutlich reduzierten Steinfestigkeit zu rechnen vgl Kapitel 5 2 Die u ere D mmstofflage kann z B aus k nstlichen D mmstoffen wie EPS oder Neopor aber auch alternativ aus hydrophobierten nat rlichen mineralischen D mmstoffen wie z B Bl hperliten hergestellt werden Die in Abbildung 7 2 gezeigten Varianten welche ebenfalls im Werk als Prototypen hergestellt wurden unterscheiden sich in der Art des Verbundes zwischen LAC und der d mmenden Au enschale Die entwickelte Variante Typ 1 der 2 schaligen Verbundsteinkonstruktion weist als D mmstofflage eine aus EPS D mmplatten hergestellte und ber die H he konisch zulaufende Schwalbenschwanzverbindung auf Durch die Konizit t der bereits w hrend der Herstellung in die Schalungsform eingesetzten D mmlage kann die
254. en 87 4 8 5 ZENIHISCHE ZUGIE SUGKEN ernennen 89 4 9 Fazit zur Leichtbetonentwicklung uur 2u20002a00002nnn0nnnnnnonnnnnnnnnnnnnnnnn 91 5 UNTERSUCHUNGEN ZUM GR BEN UND SCHLANKHEITSEFFEKT AUF DIE RESULTIERENDE FESTIGKEIT 242u2u00000n0n0nnnnununnnnunun nn nun un nun nn un nn nun un nn nun un nn nun un nun nn En nen 92 5 1 Untersuchungen zum Gr eneffekt auf die resultierende Festigkeit 92 5 1 1 Zielsetzung und Vorgehensweise nennen 92 5 1 2 Theoretische Vor berlegungen Beorttscdeimtonen none nennen 94 5 1 3 Gr en und Geometrieeffekte der Druckfestigkeit f r LAC an Standardpr fk rpern 98 5 1 3 1 Vers chsbeschreibungsama see Eet EE 99 5 1 3 2 eege ees 100 5 1 4 Gr en bzw Geometrieeffekte bei Lochsteinen vs Vollsteinen 102 5 1 4 1 Verslichsbeschreibung san 104 5 1 4 2 RUSSIE LS a a a a a a a T E 106 5 1 5 Schlussfolgerungen zum Gr en und Geometrieeffekt auf die Festigkeit 109 5 2 Bestimmung ddr Traglast kleinformatiger Wandscheiben vs L OCHSICINT SIORCIN E 110 5 2 1 ZIEISEL ZUNG nee 110 5 2 2 Vorgehensweise zu den Wandscheibenversuchen nennen 111 5 2 3 Versuche an Wandscheiben aus Voll und Lochstemen 112 92031 Einfluss der Steg bzw Wanddcke nennen 112 5 2 3 2 Kombinierter Einfluss von Wanddicke und Schlankheit 114 5 2 4 Versuche an Mauersteinausschnitten aus Lochsteinen Typ Vbl SW Einflu
255. en als auch eine bezogene dimensionslose Darstellungsweise der Spannungs Dehnungs Linien Die 80 4 Leichtbetonentwicklung dimensionslose Darstellung der Spannungs Dehnungs Beziehung erm glicht einen direkten Vergleich mit den bereits bekannten normativen Ans tzen aus Kapitel 2 3 z B nach DIN 1045 1 f r gef gedichte Betone bzw DIN EN 1520 f r haufwerksporige Leichtbetone LAC Die experimentell ermittelten Spannungs Dehnungs Linien weisen in Abh ngigkeit der Rohdichte stark unterschiedliche Verl ufe und Anfangssteigungen auf die in der bezogenen dimensionslosen Darstellungsweise durch den Ursprungsmodul ko beschrieben werden k nnen Dieser dimensionslose Parameter ko ist in Kapitel 2 3 n her definiert und mit Literaturangaben belegt Er beschreibt die Variation der Steigung im Ursprung und den Verlauf des abfallenden Astes durch das Verh ltnis des Ursprungmoduls Eu zum Sekantenmodul bei Erreichen der Druckfestigkeit fe bzw fem Betrachtung des Mittelwertes einer Pr fserie Nachfolgend ist noch mal die Bestimmungsgleichung von k gem Kapitel 2 3 wiedergegeben Eu E ko F GI 4 3 mit Ef Dehnung bei Erreichen der Druckfestigkeit s Kap 2 3 Das Stoffgesetz nach DIN 1045 1 entspricht im Wesentlichen dem Materialansatz nach Kritschig Kri76 der f r Mauerwerk entwickelt wurde k 2 Leichtbetone mit Rohdichten deutlich unter 900 bzw je nach verwendeten Zuschl gen 1000 kg m sind dabei sehr gut durch die bilinear
256. en Zur allgemeing ltigen Formulierung des Werkstoffverhaltens f hrt z B Glock 2004 f r theoretische Berechnungen eine bezogenen Schreibweise ein wobei die Spannungen auf die Druckfestigkeit fe und die Dehnungen auf der zugeh rigen Dehnung g bei Erreichen der Festigkeit bezogen werden Die V lligkeit oe der SDL und die Neigung des abfallenden Astes k nnen durch die Ver nderung der Steigung im Ursprung sprich dem bezogenen Ursprungsmodul Ko beeinflusst werden Die Werte 36 2 Theoretische Grundlagen bewegen sich zwischen den Grenzf llen f r linear elastisches Materialverhalten mit ko 1 und f r starr plastisches Verhalten ko gt Der bezogene Ursprungsmodul berechnet sich zu ba Du GI 2 13 D Op D er e Mathematisch ist die Formulierung des Werkstoffgesetztes auf Grundlage des Ursprungmoduls Eo tauglich jedoch wird versuchstechnisch der E Modul E m f r LAC bei 1 3 der Festigkeit als Sekantenmodul bestimmt Glock Glo04 als auch Schubert Schu91 verweisen allerdings darauf dass der gemessene Sekantenmodul E m wegen der wiederholten Be und Entlastungszyklen im Versuch nahezu ausschlie lich elastische Verformungen ber cksichtigt wodurch dieser n hrungsweise dem Ursprungsmodul Eo entspricht F r die Berechnung von Schnittgr en eines Rechteckquerschnittes aus einer gegebenen Spannungsverteilung werden weitere Kenngr en eingef hrt die bereits aus der Bemessung von Beton und Mauerwerksquerschnitten bekannt sind Die
257. en dass der Anstieg der Kurven mit der Zeit der Wasseraufnahme abflacht Die st rkste Wasseraufnahme findet innerhalb der ersten 5 bis 10 Minuten statt so dass trockene porige Leichtzuschl ge gerade das Anmachwasser schon w hrend des Mischungsprozess aufsaugen k nnen Eine Vermutung ist dass dem Zement dann nicht mehr genug Wasser zur anf ngl chen Hydratat on zur Verf gung steht wenn die verwendeten Leichtzuschl ge trocken und zudem stark kapillarakt v sind und somit das Anmachwasser schnell absorbieren vgl Abbildung 2 9 Entscheidend ist auch dass die Wirkung von Zusatzmitteln wie Flie mittel nachl sst und diese aufgrund einer 2 1 Kenntnisstand ber haufwerksporigen Leichtbeton LAC 19 Entmischungsgefahr auch nicht beliebig hinzu bzw nachdosiert werden k nnen Durch den Vorgang der Wasseraufnahme der Leichtzuschl ge wird au erdem die Zementleimkonsistenz steifer so dass der Leim nicht weich genug ist um die Zuschl ge gleichm ig zu umh llen Dadurch k nnen die Leichtzuschl ge bei zeitlicher Verz gerung der Verdichtung nicht mehr so gut ber den Zementleim zu einer m glichst dichten Packung in die Schalung gleiten Ein weiterer Effekt ist dass die Verdichtungsintensit t im Labor auf R tteltischen mit harmonischer Verdichtung im Vergleich zum Steinfertiger in der Produktion nicht so hoch ist Kuc92 Dadurch bleibt vermutlich das durch das Zuschlagskorn aufgesogene Wasser der Mischung eher im Korn eingeschlossen wohi
258. en s Tabelle 4 2 Dabei wurde zum einen ein Hochleistungs Flie mittel welches auch schon f r die Standardrezeptur PO verwendet wurde eingesetzt Rezeptur P2 Zum andern wurde aber auch das Flie mittel durch den im 2 Optimierungsversuch Versuch 2 verwendeten Stabilisierertyp in fl ssiger Form ausgetaucht Auch bei diesem Versuch zeigte das verwendete Flie mittel bei kaum ver nderlicher Rohdichte leichte Vorteile bzgl der nach 28 Tagen resultierenden Festigkeit im Vergleich zum eingesetzten Stabilisierer Somit l sst sich auch f r diese zus tzliche Mischungsrezeptur P2 keine Optimierung durch den Einsatz des verwendeten Stabilisierers erzielen Tabelle B 5 Ergebnisse des 5 Optimierungsversuchs mit Basisrezeptur nach Bl htonherstellervorschlag Hinzudosierung FM Typ 1 laufende Produktion versus Stabilisierer in fl ssiger Form Rezeptur Produktions Nr Trockenrohdichte Steindruckfestigkeit kg m N mm Mittelwerte Pr fserie Mittelwerte Pr fserie P2 mit ST 1004 6 4 A 14 B Anhang Leichtbetonentwicklung B 3 Daten aus der Leichtbetonentwicklung 5000 4500 BE Modul Laborlagerung e RRA AM 5 5 M WE Modul 7 Tage Wasserlagerung AM 0 7 M 4000 3500 3000 Z 5 2500 T u 2000 AM 13 9 M AM 17 7 M AM 17 0 M 1500 1000 500 0 B 2 4 B 2 5 B 2 6 B 4 3 B 4 5 B 4 6 Abbildung B 8 Einfluss der Lagerung und des Feuchtegehaltes der
259. en Kreuzungspunkten bzw Knoten der L ngs und Querstege zu einer Beanspruchungskonzentration kommt Zus tzlich zeigen experimentelle Analysen vgl Kapitel 5 2 dass es infolge von Bef llungs und Verdichtungsunterschieden zu unterschiedlichen Rohdichte und D 3 Ableitung einer analytischen Beziehung der Querzugspannungen mit Hilfe der Elastostatik A 47 Steifigkeitsverteilungen im Lochsteinquerschnitt kommen kann die gleicherma en eine Spaltzugbeanspruchung der Querstege durch unterschiedliches Verformungsverhalten und durch die versetzte Anordnung der Querstege bewirken k nnen Dieser zus tzliche Zugspannungsanteil zur Querzugbeanspruchung in Querrichtung der auch durch die Auswertung der Safety Margin in den FE Berechnungen zu Kapitel 5 4 sichtbar ist wird wegen der Umlenkung der Vertikalkr fte im Stein als Spaltzug bezeichnet Lokal werden die Stegbereiche im Lochstein zudem auf Biegezug unter lokalem Druck beansprucht Nach dem Model Code 90 MC90 und nach den Bemessungsformeln nach Theimer The75 kann die Spaltzugbeanspruchung in Querrichtung durch ungleichm ige Lastkonzentration wie folgt analytisch angen hert werden s Abbildung D 7 N l a b Zanki N oi Le SZ D mit Bezeichnung der Parameter und Herleitung ber Geometrie Stabwerk s Abbildung D 7 Daraus folgt f r die Spaltzugspannung in der ma gebenden y Richtung unter Annahme einer parabolischen Spannungsverteilung ber die Einflussh he bzw mitwirkende
260. en Verlauf der Arbeit f r die untersuchten kleinformatigen Wandscheibengeometrien aus Voll und Lochsteinen der gleichen Basisrezeptur ausgewertet und den experimentell ermittelten Traglasten vergleichend gegen bergestellt Auf Basis dieser Untersuchungen soll die bertragbarkeit der bereits existierenden vereinfachten Bemessungsans tze zur Entwicklung eines Ingenieurmodells zur Vorhersage des Festigkeitsverlustes von Lochsteinen bestehend aus filigranen Innenstegen anhand weniger einfach zu bestimmender Materialparameter in Anlehnung an die bereits bekannte Bemessungspraxis berpr ft werden Praxisrelevant wird deshalb in Kapitel 2 3 die mathematische Modellierung der einaxialen Druck Spannungs Dehnungsbeziehungen aus den verschiedenen Beton Normen vorgestellt und eine bezogene d mensionslose Darstellungsweise der Spannungs Dehnungs Kennlinie nach Glock Glo04 bzw Her80 eingef hrt die in der Modellentwicklung zur wirklichkeitsnahen Materialbeschreibung ber cksichtigt wird Aufbauend auf diesen Fragestellungen soll ein auf den ma geblichen Einflussfaktoren basierendes Modell zur Abbildung des Festigkeitsverlustes von Lochsteinen im Vergleich zur reinen Materialfestigkeit an kompakten Probek rpern erarbeitet werden 3 STAND DER TECHNIK MARKTSTUDIE Die aktuell auch im politischen Raum diskutierten Ma nahmen zur nachhaltigen Reduktion des Verbrauchs an Heizenergie und des CO Aussto es f hrten in den neueren Regelwerken wie der
261. en Wert von l 1 85 bzw 25 f r Rechteckquerschnitte begrenzt Somit stellt die Ber cksichtigung der Trockenrohdichte des LAC zur Bestimmung der zul ssigen Schlankheit einen deutlichen Unterschied zu den Beton und Mauerwerksnormen dar Dies passt allerdings zu Ausf hrungen in dem DA Stb Heft 375 1986 wonach f r den Knicksicherhe tsnachweis von unbewehrten Druckgliedern aus sef gedichtem Konstruktionsleichtbeton nach der damalig g ltigen DIN 1045 1 bereits die zul ssigen Schlankheiten auf max lt 110 allerdings in Abh ngigkeit der Lastausmitte begrenzt wurden Zur besseren bersicht sind nachfolgend die zuvor erw hnten wesentlichen Eingangskennwerte gem der einzelnen Normen zur Berechung der normativen Traglast Nga wie z B die Grenzschlankheiten A ax n der Tabelle 2 3 zusammengestellt 32 2 Theoretische Grundlagen Tabelle 2 3 Gegen berstellung der angesetzten ungewollten Ausmitten ea und der Grenzschlankheiten in den analysierten Beton und Mauerwerksnormen sowie Richtlinien Normen Ansatz ungewollte Normative Grenzschlankheiten Ausmitte ea Amax lo h bzw Neyr t A lo i V12 lo h Mauerwerk f r Rechteck querschnitte S DINEN1520 ge 10 500 11 5 lt l h lt 35 40 lt Iofi lt 121 x DIN 1053 100 ea hk 450 10 450 lt 25 lt 86 Ze S ea DAS 10 450 lt 94 121 40 400 850 2000 kg m p Abbildung 2 21 Grenzen des Schlankheitsverh ltnisses S in Abh ngigkeit
262. en exakt und nicht wie experimentell nach Norm blich auf 100 N mm gerundet zugrunde gelegt Die E Module der Querstegverbindungen werden konstant zu 3800 N mm entsprechend der empirischen Steinanalyse vgl Abbildung 5 29 als oberer Grenzwert angesetzt s Tabelle 5 6 und Abbildung C 15 Anhang C 130 5 Untersuchungen zum Gr en und Schlankheitseffekt auf die resultierende Festigkeit L ngssteg 1 14 L ngssteg 1 13 Haftreibung uH 0 4 l L ngssteg 2 I5 sangsalan aT f 2 57 Stahl Beton L ngssteg 3 15 Mauerwerk L ngssteg 4 16 Abbildung 5 35 Modellrandbedingungen f r linear elastische und plastisch mulitlineare FE Berechnungen zu den Pr fk rpern S2 links und S1 rechts Die nachfolgende Abbildung 5 36 und die Abbildung C 16 im Anhang C zeigen exemplarisch die f r das Versagen bzw Aufspalten der Querstege auf Querzug ma gebenden Ergebnisdarstellungen der berechneten Hauptzugspannungen und der bereits vorgestellten Safety Margin Sie dient zur Absch tzung der Sicherheitsreserven auf der Zugseite f r den untersuchten Steinausschnitt S2 Weitere Ergebnisbilder und mit in Ihren Aussagen deckungsgleichen Berechnungen f r die Probe S1 sind im Anhang C aufgef hrt Vergleichend sind in den folgenden FE Ergebnisplots die Resultate der Parameterstudie f r volle Querdehnungsbehinderung der Proben in den Kontaktfl chen zu den Lasteinleitungsplatten aus Stahl mit geraden Innenstegverlau
263. en in der Schnittebene der Lagerfugen und durch den durchlaufenden Steg der Sto fuge modelliert s Abbildung 7 14 so dass sich seitlich und vertikal im Bereich der Sto und Lagerfugen kein W rmeabfluss stattfinden kann und somit ein eindimensionaler W rmestrom durch den Steinquerschnitt vorliegt Temperature 70 305 Tyce Temperature t a 0 18019 Min LE e Temperature CO Lestt ei D 0 20 Abbildung 7 14 FE Modell Verbundstein mit Verbundk pfen aus LAC und dreischaliger Sandwichstein mit Ausbildung eines Schwalbenschwanz Verbunds Des Weiteren wurde die Rechengenauigkeit des verwendeten FE Programm ANSYS anhand der Pr freferenzf lle 1 2D und 4 3D nach Anhang A der DIN EN ISO 10211 1 zur Berechnung der Temperatur und W rmestromdichtefelder validiert Demnach d rfen die infolge der W rmestromdichten W m berechneten Temperaturverteilungen f r die in der Norm angegebenen Referenzgeometrien und Bauteile bei vorgegebener Temperaturbelastung am Modellrand um nicht mehr als AT lt O IK von der angegebenen L sung abweichen Leu08 Die u eren Umgebungsrandbedingungen werden nach ISO 10211 1 1995 mit T 0 C Au en und T 20 C Innentemperatur mit den W rme bergangskoeffizienten a 1 0 13 W m K und a 1 0 04 W m K zur Berechnung der W rmestromdichten q in W m als Randbedingungen 3 Art f r den W rme bergang angenommen Randbedingungen 3 Art sind gemischte Randbedingungen die auch als CAUCHY 7 5 S
264. en numerischen Berechnungsergebnisse sind in Abbildung 5 48 in Form von bezogenen Traglastkurven den im wirklichen Versuch an drei Wandscheiben ermittelten Kurvenverl ufen gegen bersgestellt Dieser Vergleich zeigt dass e die numerisch berechneten Kurvenverl ufe die Messdaten im ansteigenden Ast gut umschreiben e das pl tzliche reale Versagen des relativ spr den Materials nur in der Nichtkonvergenz eines weiteren inkrementellen Lastschritts zu deuten ist weil im unbewehrten Beton keine Gleichgewichtsiterationen aufgrund des zunehmenden Ausfalls von Elementsteifigkeiten infolge der Rissbildung gefunden werden k nnen CONTGAP MOAVG D 050581 z 2 SMN 01559 AN Se A Le M MX AN 01559 012126 OO EE 0051937 001732 NearContact Sliding Sticking ol3838 610393 Or DO24E4 SE SS e u Sch 51 Wand me STEP 2 j E SUB ell Deg DW TIME 23 47 177 Ges wi GE A KS FE 7 LA Erste Risse und Betondruckversagen Abbildung 5 47 oben Delaminierung der Kontaktelement contact gap in mm li und Kontaktstatus re f r den letzten Lastschritt unten berechnete Rissbildung bei einer Stauchung von 0 24 mm Ber Solid 65 Contac173 Symmetrische Matrix bez Traglast N bt N mm Ber Solid 65 Contac173 unsymmetr Matrix Messkurve Wand V2 80x238x22 mm Nr 1 ab hier Rissbildung in der L Messkurve Wand V2 80x238x22 Nr 9 FE Berechnung
265. en rer ds FR mu Ca LE E ee TE En Ti Ban m van A r Die a Ze a D time akaja p p S R i i j x m F 8 ri CRT ES sir E nt ut A a EE EE eet AA diir ou ei ES rz CH EE aan ej ey ci ge 5 H mz be D EE Du SB e ZA bei CO DS Es 4 De ZS te d ES e wi wi D S z LE S S Gi i E K le Vi Ui S i a L ES d au e ep R i 5 Di D ai a D H S S a wl i I i e g E EY Es 7 hr Ei W we d I ca 3 a f E 2 F wi d r m Ki k R 8 iD r i E LG Gi D CN F i 0 A pr ei ua i nd i n du E i Li Dal Cu Dh m S i Di r x AA DN ec is a St mM C Er a a E E di bn ei S Be E E Sei om 5 from 97 o E st ma 2 Zei Mu Gen E 3 SEKR mb VI m Der x O w M e N er Pe ER ep A 5 rn r CH VW e Gi CE Gah ka S e i T O Ut Glo d Ehe Pi A8 KEN D r ca La SEC In gef H e Fu w 8 A e S ri Vi s H a EI D TONI Pi K K ks ei Ek ef ver EHE Ss S 5 e SEEEFT 5 Gei S GC Vi D CRGLETT o E ne m mn G sh P 63 oben lt os Mitte lt o Ur Berechnete Hauptspannungen und deren Richtungsverl ufe f unten Abbildung C 22 D 1 Statistische Aufbereitung der gepr ften Materialdruck und Biegezugfestigkeiten A 37 D ANHANG MODELLBILDUNG D 1 Statistische Aufbereitung der gepr ften Materialdruck und Biegezugfestigkeiten D 1 1 Grundlagen zur Erzeugung des Weibull Netzes Mit dem Weibull Wahrscheinli
266. en statischen Nachweis gegen ber Knicken einer Au enwand vgl Kapitel 7 5 eine innenliegende Tragschale aus LAC von 175 mm bei einer Gesamtwanddicke von nur 365mm auf In der Gesamtwanddicke von 365 mm ist bereits eine mechanisch beanspruchbare Vorsatzschale aus LAC von 50 mm integriert Die verwendete Leichtbetonrezeptur weist eine Vollsteinfestigkeit von 12 N mm auf Die nachfolgend abgebildeten Steinsysteme wurden als Prototypen in einem ersten Tastversuch hergestellt um auch die Praxistauglichkeit der gew hlten Geometrien und Verbindungsvarianten von D mmlage zur Leichtbetontragschale zu testen Die in Abbildung 7 1 gezeigte Ausf hrungsvariante des Typs 1 weist als weiteren Vorteil auf dass durch den vertikalen wie horizontalen Versatz der Kernd mmung im Vergleich zu den LAC Schalen weiter mit Normalfugendicken von 1 bzw 1 2 cm mit Leicht und Normalm rtel gearbeitet werden kann Bei Ausbildung dieses Sandwichs als Planstein gem der deutschen Mauerwerksnorm DIN 1053 1 bzw 100 kann eine h here zul ssige Druckspannung f r das Mauerwerk angesetzt werden Ein weiterer Vorteil der Ausf hrungsvariante vom Typ 1 ist die Verwendung von Plattenware als D mmstofflage Dies ist gerade bei geringer verkaufter St ckzahl f r den Produzenten von Steinen ein wesentlicher Vorteil da das Sch umen spezieller D mmstoffkerne in Form z B von Schwalbenschwanzverbindungen s Normalstein Typ 2 zur Ausbildung des Verbundes mit der Tragsch
267. en vertraute Pr finstitution in Deutschland das gleiche Verfahren zur Bestimmung der Feuchte Umrechnungsfaktoren Fm gew hlt hat Alternativ besteht aber zus tzlich die vom DIBt f r Zulassungsverfahren anerkannte M glichkeit Messungen des Probenmaterials bei drei unterschiedlichen Feuchtegehalten mit anschlie ender Interpolation auf den Bezugsfeuchtegehalt bei 23 80 r F durchzuf hren Ach00 Dadurch ist nach Sag01 eine Reduzierung des Bemessungs bzw Rechenwertes A um mehr als 10 durch Messung niedrigerer Bezugsfeuchtegehalte m glich Nat rlich beziehen sich viele Hersteller wegen der erzielbaren g nstigeren Werte bei der Angabe von Bemessungswerten auf diese niedriger gemessenen W rmeleitf higkeiten im feuchten Zustand von Proben die auf die Bezugsfeuchte von 23 80 eingestellt bzw extrapoliert wurden vgl Abbildung 3 4 links Exemplarisch sind deshalb in Tabelle 3 2 die an drei Mauersteintypen der Marktstudie experimentell ermittelten Bezugsfeuchtegehalte nach 3 3 Einflussfaktoren auf den Bemessungswert der W rmeleitf higkeit 49 einer Lagerung der Steine bis zur Massekonstanz in einem Klima von 23 80 den entsprechenden Grenzwerten aus den jeweiligen Zulassungen der Steine gegen bergestellt F r d e exemplarisch untersuchten Vollbl cke des Typs Vbl SW aus LAC kann wie die nachfolgenden Werteangaben in der Tabelle belegen der maximal zul ssige Feuchtegehalt eingehalten werden Tabelle 3 2 Gemessene Bezugsfeuchtegeha
268. en werden Zwar stabilisieren die Querstege das Steingef ge w hrend Transport und Handhabung im Druckversuch scheinen aber die schlechter bef llten und verdichteten schmalen Querstegbereiche nicht zur Druckfestigkeitserh hung beizutragen Dieses auf den ersten Blick berraschende Ergebnis l sst sich allerdings durch Spalt und Querzugspannungen im Bereich der weniger steifen und festen Querstege erkl ren wodurch die Querstege durch einen fast senkrechten Spaltriss aufrei en und die seitlichen L ngsstege durch die versetzte Anordnung der Querstege vermehrt auf Biegung beansprucht werden Diese Biegezugspannungen werden be ebenem Abgleich der Proben und bei Entfernen der versetzt angeordneten Querstege anscheinend reduziert Auf eine genauere Erl uterung des vermuteten Kraftflusses wird im Rahmen der FE Berechnung und der Modellbildung in Kapitel 6 noch eingegangen werden Das in Abbildung 5 24 dargestellte Bruchbild der Probe Q IL mit einer L ngsluftspalte im Stein ohne Querstege im Innern zeigt das auch die seitlichen L ngsstege durch die u ere Berandung m Nut und Federbereich auf halber Steinh he von 238 mm nach Au en gedr ckt werden Gegen ber Proben mit Querstegen ist jedoch die Bruchlast bei zentrischer Lasteinleitung geringf gig h her s Abbildung 5 25 so dass die Druckfestigkeit bezogen auf die Nettoquerschnittsfl che des Steins trotz der Steigerung des Schlankheitsgrades im Vergleich zum Stein mit Querstegen tendenziell
269. eneffekt Bee05 bezeichnet Unterhalb einer minimalen Probenkantenl nge von dem 3 bis 3 5 fachen des Gr tkorndurchmessers der verwendeten Leichtzuschl ge f llt die getestete Druckfestigkeit bis zu 20 ab eine Erh hung der Probenschlankheit von Acel zu A 2 f r nicht knickgef hrdete Standardpr fk rpern wie Zylindern nur zu einer experimentell feststellbaren Reduktion der Druckfestigkeit von ca 3 f hrt Daraus resultiert ein Umrechnungsfaktor von 1 03 f r die Umrechnung der Druckfestigkeit von der Zylinder 8 150 h 300 mm zur W rfeldruckfestigkeit mit 150 mm Kantenl nge Normativ ist f r den LAC im Festigkeitsbereich LAC 2 bis 4 ein Wert von 1 05 hinterlegt vgl Tabelle C 2 Anhang C Ein Gr eneffekt in der Biegezugfestigkeit kann f r die untersuchten Rezepturen im Mittel mit einem Umrechnungsfaktor von 1 7 f r die Biegezugfestigkeit von kleinformatigen Prismen gegen ber die Biegezugfestigkeit von gro formatigen Normbalken belegt werden Nach den Untersuchungen in Kapitel C 1 1 im Anhang C ist genauso wie bei den Druckversuchen davon auszugehen dass auch in diesem Fall die Wahrscheinlichkeit des Auftretens von Fehlstellen mit 124 5 Untersuchungen zum Gr en und Schlankheitseffekt auf die resultierende Festigkeit Vergr erung des Balkenvolumens stetig ansteigt Dies f hrt dann zu einem fr heren Biegezugversagen von Balken gegen ber kleinformatigen Prismen Somit w rde sich dieser Gr eneffekt positiv
270. enkrecht zur Lasteinleitungsrichtung die bei berschreiten der geringen Zugfestigkeit von Mauerwerk zu vertikalen Rissen f hren k nnen Zur Erl uterung dieses Sachverhalts sind in Abbildung 7 13 links die Spannungstrajektorien in einer Wandscheibe unter Einzellast dargestellt Nach DIN 1053 1 EC 6 wie auch gem der neuen DIN 1053 100 kann davon ausgegangen werden dass sich die Einzellasten unter einem Winkel von 60 ausgehend vom Ende des Auflagers verteilen s Abbildung 7 13 rechts Zus tzlich ist in der DIN 1053 100 gegen ber der alten DIN 1053 1 eine h here Ausnutzung des Mauerwerks durch den Ansatz von Sicherheitsbeiwerten auf der Einwirkungs wie Widerstandsseite m glich F r eine 17 5 cm dicke innere Tragschale kann nachgewiesen werden dass beide angegebenen Nachweise Knicksicherheitsnachweis und Teilfl chenpressung f r die in Abbildung 7 12 dargestellten Belastungssituation mit einer Steinfestigkeitsklasse 12 und Normalm rtel MG II bzw D nnbettm rtel erf llt werden k nnen ohne dass besondere Lastverteilungsstreifen unter Einzelauflagern in Form von z B mit Normalbeton zu verf llenden U Schalen notwendig w ren F r die 13 cm dicke Tragschale kann allerdings der Nachweis der Teilfl chenpressung f r die angesetzten Lasten f r eine Stein M rtel Kombination der SFK 12 mit Normalm rtel MG II nicht nachgewiesen werden wohl aber der Knicknachweis in Wandmitte Dabei wird davon ausgegangen dass keine Sonderelemente
271. enntnisstand ber haufwerksporigen Leichtbeton LAC 23 Bei gef gedichten Leichtbetonen saugen allerdings die porigen Zuschl ge diesen Wasserfilm der durch die Verdichtung noch erh ht werden kann durch die Kapillarwirkung der Poren auf so dass bersch ssiges Wasser in den Zuschl gen gespeichert und dem Zementstein zur fortschreitenden Hydratation zur Verf gung steht Dies wird als innere Nachbehandlung bezeichnet KvaOl Fau03 Thi06 und gilt auch f r LAC Zus tzlich ist der Verbund zwischen Grobzuschlag und Zementstein sowohl bei haufwerksporigen w e gef gedichten Leichtbeton durch die hohe Oberfl chenporosit t und Rauhigkeit des Leichtzuschlags gepr gt s Abbildung 2 14 Durch das Eindringen des Zementleims in das Korn bei offenen Porensystemen und ausreichender Porengr e bzw gerade bei Bl htonzuschl gen durch die Oberfl chenporen der rauhen Sinterhaut entsteht eine mechanische Verzahnung zwischen Matrix und Leichtzuschlag Nach Faust Fau03 hat der S ttigungsgrad der Leichtzuschl ge mit Wasser dabei keinen Einfluss auf die mechanische Verzahnung Sie h ngt eher von der Mikrostruktur der Oberfl che der Mahlfeinheit des Zementes und der Viskosit t des Zementleims ab die durch Betonzusatzmittel gesteuert werden kann Die Kontaktzone ist deshalb vor allem bei gef gedichtem Leichtbeton in den meisten F llen nicht f r das Versagen verantwortlich Fau03 Die Risse verlaufen zumeist senkrecht durch die Leichtzuschl
272. entwicklung aufgrund ihres zuvor gepr ften Lambda Rohdichte Festigkeitsverh ltnisses interessant erschienen und Gegenstand von Gro versuchen in der Produktion waren Dies sind die Rezepturen PO und P1 sowie MSI bis MS3 Zum einen werden die Biegezugpr fungen nach der f r LAC geltenden Norm DIN EN 1521 an Balken der Abmessungen 100 x 100 x 400 mm die aus den Fertigteilen der Produktion geschnitten sind im Vierpunkt Biegezugversuch durchgef hrt Die so gewonnenen experimentellen Ergebnisse werden der nach DIN EN 1520 prognostizierbaren Biegezugfestigkeit f r LAC gegen bergestellt Dadurch soll die G te des empirischen Ansatzes nach DIN EN 1520 zur genauen mathematischen Beschreibung der Biegezugfestigkeit f r die n dieser Arbeit entwickelten Leichtbetonrezepturen berpr ft werden Die Abbildung 4 21 zeigt den Vergleich zwischen den nach DINEN 1521 gemessenen Biegezugfestigkeiten f r ausgesuchte Leichtbetonrezepturen auf Bas s von Bl hton an Balken der Abmessungen 100 x 100x400 mm zu den prognostizierten Werten nach DIN EN 1520 Die Biegezugfestigkeiten k nnen gem der normativen Regelung in Abh ngigkeit der mittleren Druckfestigkeit fe der Betone und deren Trockenrohdichte p wie folgt berechnet werden s auch Kapitel 2 1 f m 0 42 f2 0 78 f r p lt 1400 kg m GI 4 5 f m 0 42 f2 0 4 0 6 0 2200 f r p gt 1400 kg m GL 4 6 88 4 Leichtbetonentwicklung Zum anderen werden vergleichend die Ang
273. er Lochsteine kommt somit mindestens ein Einfluss von 10 bis 20 zur Reduzierung der Steindruckfestigkeit zu Ana Netto m 16 6 2 A A o st Netto m 28 5 y 0 001x 0 0054x 7 8756 A R ochantei 0 85 N O Wu gt Vollsteine V1 1 Alter 151 Tage CO A Hbl 50 mm Serie V1 N Druckfestigkeit bez auf Aneto N mm oO Hbl 40 mm Serie V1 Poly Trend 0 5 0 5 10 15 20 3 30 35 40 45 50 Lochanteil Vol Abbildung 5 10 Einfluss der Lochanteils auf die Steindruckfestigkeit Trendlinie f r gleichalte Mauersteine derselben Produktion aus Vollsteinen zugeschnitten Im brigen ist auch der Einfluss des Gr tkorns im Verh ltnis zu den Mindestkantenl ngen der Pr fk rper bzw Innenstege zu beachten Das verwendete Gr tkorn betr gt f r alle Steine wegen der gleichen LAC Rezeptur 8 mm Die vertikal lastabtragenden L ngsinnenstege m Lochstein Vbl SW Serie V2 weisen allerdings nur eine mittlere Dicke ca 20 22 mm auf Dies entspricht nur ca dem 2 5 fachen des Gr tkorndurchmessers Hingegen betr gt die Mindeststegdicke f r die geschnittenen Hbl 40 Steine schon das 5 fache und f r den Hbl 50 Stein sogar das 6 25 fache des Gr tkorns Somit sind bei den ges gten Hbl Steinen die Forderungen nach DIN EN 12390 1 f r im Labor geschalte wie auch nach DIN EN 12504 und DIN EN 1354 f r aus Bauwerken kerngebohrte Proben ein
274. er franz sischen Zulassung genannte Verfahren ist aber identisch mit dem deutschen Normverfahren Weil die untersuchten Mauersteine vor 2007 zugelassen worden sind wurden die Druckversuche z B f r Vollbl cke nach DIN V 18152 2003 10 bzw f r Hohlbl cke aus Leichtbeton gem DIN V 18151 2003 10 durchgef hrt Diese Normen gelten f r Voll und Hohlbl cke aus Leichtbeton f r tragendes und nichtragendes Mauerwerk Durch die Normen werden die Ausgangsstoffe der Leichtbetone die Anforderungen an die Abmessungen und Form der Steine die Einteilung der Rohdichteklassen sowie auch die Bestimmung der Druckfestigkeit geregelt Um die Anforderungen an die Ebenheit und Planparallelit t erf llen zu k nnen wurden die Probek rper vor den Druckversuchen nach dem normativen Referenzverfahren d nn mit Gips 3 bis 4 Tage vor der Pr fung abgeglichen Porenbetonplansteine DIN V 4165 2003 06 bzw Ziegel DIN V 105 2 2002 wurden ebenfalls nach dem Referenzverfahren allerdings mit Zementm rtel abgeglichen Die Pr fung der Druckfestigkeit der lufttrockenen Proben erfolgte mittels kraftgesteuerter Regelung in Pr fmaschinen mit 4 S ulenpr frahmen Die Belastungsgeschwindigkeit betrug bei den Leichtbetonsteinen 0 1 N mm s und bei den Porenbetonsteinen entsprechend Normvorgaben in Abh ngigkeit ihrer Festigkeitsklasse 2 SFK 2 0 05 N mm s und f r Hochlochziegel 0 5 N mm s Die nachfolgende Abbildung 3 9 zeigt die Pr feinrichtung mit einem Vollblockstei
275. er oberen Pr fspannung 1 3 fe Im Folgenden wird die Messtechnik vorgestellt mit der die Querdehnungen und L ngsstauchungen von ausgew hlten Leichtbetonen im Rohdichtebereich von 500 bis 2000 kg m aus der Rezepturenentwicklung gemessen wurden Gem den Beschreibungen zur experimentellen Bestimmung der Querdehnzahl entsprechend den Literaturstellen Fau03 M l98 und ELCOV wurden kraftgesteuerte zentrische Druckversuche durchgef hrt wie sie auch bei der E Modul Pr fung nach DIN EN 1352 bis zu 1 3 der Zylinderdruckfestigkeit angewendet werden s Abbildung 4 15 rechts Getestet wurden Zylinder aus verschiedenen Leichtbetonrezepturen die in einem Gro versuch in der Produktion im Fertigteilwerk hergestellt wurden Sie weisen Pr frohdichten lufttrocken im Bereich von 950 bis 1850 keim auf Die nachfolgende Abbildung 4 15 zeigt exemplarisch einen mit DMS best ckten LAC Zylinder in der Pr feinrichtung und schematisch die Probenabmessungen mit der Position der applizierten DMS Rechts in der Abbildung ist die zeitliche Entwicklung der L ngs und Querdehnungen in Abh ngigkeit der Druckspannung dargestellt die durch eine externe Kraftmessdose 200 kN w hrend der E Modul Messung erfasst wurde Pro getesteten Zylinder aus LAC wurden 4 DMS des Typs 100 120LY41 von HBM zur L ngs und Querdehnungsmessung verwendet Die Genauigkeit der eingesetzten Messtechnik wurde anhand des Verh ltnisses der sich aus den Druckspannungen und L ngs
276. eren Querverformungen da im FE Modell das Material auf makroskopischer Ebene abgebildet wird und das haufwerksporige Gef ge mit Hohlstellen und schwachem Punkt zu Punkt Kontakt nicht abgebildet werden kann Bei den experimentellen Tests ist ebenfalls davon auszugehen dass unterschiedliche Biegesteifigkeiten verteilt ber einzelne Innenstege im Querschnitt im Zuge sukzessiv gesteigerter Druckbelastungen zu unterschiedlichen Verformungen des Querschnitts f hren Es wird vermutet dass diese gemessenen Verformungen infolge von Rissbildungen im Bereich der Querstege Lastexzentrizit ten nach sich ziehen wodurch die einzelnen L ngsstege im Stein verst rkt auf Biegung beansprucht werden Als weiteres Fazit l sst sich aus den vergleichenden Berechungsf llen a bis c der Parameterstudie ziehen dass e die Verformungen quer zur Belastungsrichtung x und y Richtung FE Modell ann hernd gleich gro bleiben und von der vollen bzw m igen Querdehnungsbehinderung durch Haftreibung wenig beeinflusst werden s Anhang C und Leu09a Sie sind aber wegen der linear elastischen Materialannahme des LAC und der nicht simulierten Rissaufweitung im Querschnitt deutlich kleiner als die im realen Versuch optisch gemessenen Querverformungen s Abbildung 5 37 132 5 Untersuchungen zum Gr Ben und Schlankheitseffekt auf die resultierende Festigkeit Safety Margin Type Safety Margin Time 10 02 09 2009 14 30 Safety Margin Type Safet
277. erh rteten Betons Aufgrund des geringen Zementleimgehaltes sind zudem die zu erwartenden Einfl sse durch Kriechen und Schwinden m Vergleich zu gef gedichten Leichtbetonen geringer anzunehmen Deh98 Kva01 Wegen der haufwerksporigen Struktur entwickelt sich bei LAC eine nicht so sro e Hydratationsw rme wie bei gef gedichten Leichtbetonen die dann bei den letztgenannten Betonen zu feinen Haarrissen in der Betonstruktur f hren Allerdings ist auch der E Modul bei LAC aufgrund der offenporigen Struktur und der Leichtzuschl ge sehr gering 1000 bis 25000 N mm 2 1 Kenninisstand ber haufwerksporigen Leichtbeton LAC 21 Im Zusammenhang mit der Kornform und dem Wassergehalt der Mischung beeinflusst die Art der Verdichtung bzw die Verdichtungsintensit t die im Fertigteil resultierende Gef gestruktur und kann Rohdichteunterschiede ber den Querschnitt eines LAC Fertigteiles bewirken die den Lastabtrag im Festbeton beeinflussen ke CH Druckfestigkeit in kp cm Druckfestigkeif der W rfel 12 wink 10 Fij l Le Beki eg Io F wO O 150 EE Zemeiobet in Belon 1 Rhe nkies 5 Laraschlacko eegen Le Ziegels 2 Kalksplitt 3 Hochelensehlacke 7 Se hee ei Mnekie serok M eem i 4 Ziegelspli 5 Muschelkalksp itt 100 00 1200 1600 kg HA 2000 Rohdichte Abbildung 2 11 links Druckfestigkeit nach Hummel Hum59 von Einkornbetonen aus Zuschl gen in Abh ngigkeit des Zementl
278. erie VI f hrt auch nur zu einer geringeren Erh hung der Druckfestigkeit Die Druckfestigkeit steigt gegen ber des n der Breite ungeschnittenen Referenz Lochsteins V2 N um lediglich 20 bezogen auf die Nettoquerschnittsfl che des Steins an Somit liegt die relative Druckfestigkeit bei nur 65 gegen ber der gepr ften Vollsteinfestigkeit VI s Abbildung 5 9 Damit kann folglich sowohl durch die Querschnittsreduktion der Lasteinleitungsfl che der Lochsteine V2 sowie durch die Verringerung der Schlankheit bzw H he der Lochsteine nicht der vergleichsweise gro e Festigkeitsverlust von 46 bezogen auf d e Nettoquerschnittsfl che gegen ber den Vollsteinen V1 des gleichen LAC s nach 151 und 195 Tagen ausgeglichen werden Da durch eine deutliche Verringerung der Schlankheit des Lochsteins immer noch nicht die Material bzw Vollsteinfestigkeit der LAC Probek rper erreicht wird l sst dies bereits den Schluss zu dass die Festigkeit nicht nur durch die Lochkammern von im Mittel 18 2 Vol sondern auch durch die Stegstruktur selbst aufgrund unterschiedlicher Steifigkeiten der Stege aus LAC m Lochstein beeinflusst wird Eine Wiederholung der Versuche zum Schlankheitseinfluss auf die Lochsteinfestigkeit nach 195 Tagen best tigte die ersten Versuchsergebnisse und zeigt auch deutlich dass die dort erzielten Ergebnisse nun unabh ngig vom Hydratationsfortschritt aufgrund des hohen Probenalters sind Es wurden fast dentische Festigkeitswert
279. erschnittsdicke im Vergleich zu den glatten Oberfl chen f r aus Vollsteinen im Nassschnitt ges gten Proben gerechnet werden muss um einen quivalenten Lastabtrag zu erhalten e Versuche am Vollstein Wandscheiben Abbildung 5 15 zeigt die f r die Versuchserie VI Vollstein ausgewerteten arithmetischen Mittelwerte unter Angabe der Standardabweichung der Testreihe TI und T2 mit jeweils 80 und 175 mm Wandscheibenh he Die Dicken werden im Bereich von 20 bis 80 mm f r beide H hen und zus tzlich bis zu 16 mm f r die 175 mm hohen Proben aus Vollsteinen V1 variiert Getestet wurden in einem ersten Versuchsdurchlauf jeweils 10 Einzelproben au er bei der Probe VI T2 16 mit 16 mm Wanddicke Dort wurden im Nachtest nur 2 Proben getestet s Tabelle 5 4 Bei dem Vergleich der 80 und 175 mm hohen Proben zeigt sich deutlich ein Schlankheitseffekt s Abbildung 5 15 Die Proben der Testserie TI mit 80 mm H he rote Balken weisen bei gleicher Querschnittsdicke stets eine h here Druckfestigkeit auf als Proben der Versuchsreihe T2 mit 175 mm hohem Wandquerschnitt blaue Balken Zus tzlich ist aber auch ein Einfluss der Querschnittsdicke durch den Vergleich gleich 5 2 Bestimmung der Traglast kleinformatiger Wandscheiben vs Lochsteinfestigkeit 115 hoher Proben aber unterschiedlicher Dicke durch die Gegen berstellung der jeweils blauen und roten Balken klar zu erkennen F r Proben mit einer Dicke von 80 mm wird nach den vorliegenden Untersuchunge
280. erspiegelt vgl Tabelle C 2 e Einfluss der Querschnittstragf higkeit und der Stabilit t Knicken Da gerade bei den auch in der Marktstudie untersuchten klassischen W rmed mmsteinen des Typs Vbl SW aufgrund der versetzten Luftschlitze im Stein besonders filigrane Innenstege resultieren und die Anzahl der Querstege bzw die Querstegdicken zur Senkung der W rmeleitf higkeit gering gehalten werden kann es infolge Auflast auf dem monolithischen Lochstein theoretisch zur berschreitung der Querschnittstragf higkeit bzw zum Stabilit tsversagen der Innenl ngsstege kommen wie dies bereits aus der Bemessung von unbewehrten Wandscheiben im Beton und Mauerwerksbau bekannt ist vgl Kapitel 2 2 Da sich Einfl sse wie Randeinspannungs und Volumeneffekte beim Test von gelochten Mauersteinen nur schwer separieren lassen und bei Lochsteinen der Bezug auf einen repr sentativen Steinw rfel kaum m glich ist Bee05 finden sich n der Literatur auch keine Angaben zu gezielten Untersuchungen an aus Lochsteinen ges gten W rfeln bzw Wandscheiben Dieser Versuch wird allerdings in den experimentellen Untersuchungen zu Kapitel 5 1 und 5 2 unternommen da vermutet wird dass ein so starker Festigkeitsabfall von Voll zu Lochsteinen der gleichen Rezeptur und Herstelltag n der schlanken Geometrie der Innenstege von Lochsteinen begr ndet liegen muss e Verdichtungs und Bef llungseffekte in den Schalungen in der Produktion Bereits von einer
281. ersteine f r den Ein und Mehrfamilienhausbau bliche Anwendungsformen Bei diesen Verwendungsformen steht das geringe Eigengewicht der Konstruktion bzw der w rmed mmende Aspekt als technisches Merkmal im Vordergrund 2 1 Kenntnisstand ber E Leichtbeton LAC 9 m i FSTC Uni Luxembourg mtha hut du Abbildung 2 2 Verschiedene haufwerksporige Leichtbetonarten LAC und Porenbeton zur Herstellung von Mauersteinen a LAC mit Bl htonzuschl gen b LAC mit Mix aus Bl hton Bl hglas c Bl hglas mit Normalsandzuschlag 0 2 mm d sukzessiv ausgetauschter Leichtzuschlag Bl hton gegen ber Normalzuschlag Kalksplitt und Sand e Bimsleichtbeton f Poren beton In den nachfolgenden Kapiteln wird sich auch nur auf diese Leichtbetonart konzentriert da gerade f r Ein und Mehrfamilienh user sowie B rogeb ude zur Zeit ein sehr gro es Interesse an leichten Baumaterialien mit guten bauphysikalischen Eigenschaften im Hinblick auf energiebewusste und kologische Bauweisen besteht die zudem alle Anforderungen an die Tragf higkeit und Gebrauchstauglichkeit erf llen sollen Gem Thienel Th106 sind zudem mehr als 80 der hergestellten Leichtbetone bei Ausnahme von Porenbeton haufwerksporige Leichtbetone die wegen ihren guten w rmed mmenden Eigenschaften im Wohnungsbau eingesetzt werden Der Einsatz gef gedichter Leichtbetone stellt z B nur ein kleines Marktsegment dar weil die Technologie zur Herstellung dieser Bet
282. ert Diese weisen neben der gleichen Mischungsrezeptur auch gezielt ber die Maschinensteuerung eingeregelte ann hernd gleiche Trockenrohdichten sowohl f r die Lochsteine im klassischen Vollblock Format mit Schlitzen Vbl SW 20 DF 497 x 300 x 238 mm N F als auch f r die Vollsteine V der Abmessungen 490 x 175 x 175 mm auf 5 1 1 Zielsetzung und Vorgehensweise Ziel dieser Untersuchungen im Hinblick auf die weitere Modellbildung ist es den Einfluss von verschiedenen Pr fk rper Abmessungen und einer Lochung im Stein auf die Druckfestigkeit im Vergleich zu Vollsteinen bzw aus der Betontechnologie bekannten Standardpr fk rpern wie W rfeln mit 150 mm Kantenl nge und Zylindern 150 mm h 300 mm zu analysieren In den untersuchten Referenz D mmsteinen des Typs Vbl SW 2 20 DF resultieren wegen der Luftschlitze im Stein d nnwandige Innenstege von max 22 mm Wanddicke wobei der verwendete Leichtzuschlag ein Gr tkorn von 8 mm aufweist Nach DIN EN 12390 1 und DIN EN 1354 sollten aber z B die Kantenl ngen f r geformte Pr fk rper aus gef gedichten Normalbetonen und LAC mindestens das 3 bis 3 5 fache des Gr tkorndurchmessers bzw nach Albrecht Alb67 f r aus gr eren K rpern durch S gen oder Bohren entnommenen Proben mindestens das 2 fache betragen um ein f r den Lastabtrag repr sentatives Probenvolumen zu erhalten Die Kenntnis dieser Regelungen ist f r dese Arbeit wichtig da d e innerhalb der Marktstudie unter
283. erte der Testergebnisse f r die Proben V1 Tl und T2 liegen dabei sehr nah bzw genau auf der Winkelhalbierenden im Diagramm Dabei gilt die DIN EN 1520 insbesondere zur Bemessung von gro formatigen Wandscheiben aus LAC im Wohnungsbau Der Vergleich der Messwerte mit den Ans tzen nach DIN 1045 1 bzw eines von Goltermann Gol08 abgewandelten Materialmodells f r LAC in Anlehnung an den EC2 zeigt hingegen dass diese Datenpaare zu den beiden letztgenannten Ans tzen st rker von der Winkelhalbierenden m Diagramm abweichen Somit bilden die beiden letztgenannten Modelle die Tragf higkeit von den hier gepr ften kleinformatigen Scheiben aus LAC nicht so gut ab w e das Ritter Materialmodell mit dem Bemessungsansatz nach DINEN 1520 Dabei ist allerdings zu beachten dass allen rechnerisch prognostizierten Traglasten N zur Anpassung an die getesteten Traglasten eine ungewollte Ausmitte e der zentrischen Last von e 10 400 gem DIN 1045 1 aufgrund von Vorversuchen zu Grunde gelegt wird Die Bemessungsvorschrift nach DIN EN 1520 sieht eigentlich einen Wert von nur e l4 500 vor 156 6 Modell zur analytischen Beschreibung der Lochsteinfestigkeit Wegen des zuvor bereits erw hnten m glichen Einflusses von Bef llungs und Verdichtungseffekten auf die resultierende Traglast schlanker Innenstege in Lochsteinen wurden darauffolgend in einem zweiten Schritt die Datens tze von experimentell aus Lochsteinl ngsstegen getesteten Wandscheiben mit den theor
284. erung breiten sich im Zuge der zunehmenden Quer und Spaltzugspannungen m Bereich der Querstege ber die Modellh he sukzessiv mehr Risse aus vgl Abbildung 5 42 Diese Rissbildungen leiten vermutlich das reale schlagartige Versagen aufgrund Instabilit t und zunehmender Biegeverformung der L ngsstege aufgrund resultierender Lastexzentrizit ten ein so dass die Berechnungen als Indikator f r den Versagensmechanismus dienen k nnen Allerdings bricht die numerische Berechnung ab diesem Lastschritt ab da keine Konvergenz mehr vorliegt und die u eren Querstege bereits lokal auf Querzug versagt haben Der Grund daf r liest in den Flie bedingungen nach William und Warnke f r den Hauptspannungsraum begr ndet s Abbildung 5 39 rechts Trotz des Nicht Erreichens der Grenzwerte der getesteten einaxialen Materialdruck und Zugfestigkeit treten bei den weggeregelten FEM Berechnungen bereits Rissbildungen wegen den mehraxialen Spannungszust nden im Bereich der Querstege auf wie die nachfolgende Abbildung 5 42 zeigt a Lo Cd Eens bla Kee Ka k J am emt Abgeschlossenes Rissbild NO AA Rissentwicklung bis Konvergenz Abbildung 5 42 Rissbildung im vorletzten konvergierten links und letzten unkonvergierten Lastschritt rechts bei maximaler Belastung Dieses Bruchverhalten wird auch bei der Auswertung der Versuche erkennbar vgl Abbildung 5 44 Vor dem eigentlichen quas spr dem Versagen brechen die ersten Leichtzuschl g
285. es Querschnitts B bis zur H lfte aufgerissener Querschnitt C gr tes aufnehmbares Moment und D gr te zul ssige Ausmitte bei Erreichen der 2 Kernweite bei e t 1 3 f r Rechteckquerschnitte Bis auf die Ausrei er der Serie V2 T1 22 f r Scheiben die aus den Innenstegen mit sehr inhomogener Gef gestruktur durch mangelnde Bef llung und Verdichtung entnommen wurden zeigt der Ansatz der idealisierten Spannungs Dehnungs Linie nach dem Parabel Rechteck Diagramm eine ausreichende Wirklichkeitsn he gegen ber den getesteten Traglasten Abweichungen f r real getestete Proben k nnen sich gerade f r haufwerksporige Betone durch eine Abweichung der vorliegenden Materialdruckfestigkeit von der statistisch eingegrenzten mittleren Festigkeit ergeben Zum anderen kann eine niedriger getestete Traglast neben den strukturellen Inhomogenit ten auch auf ein Stabilit tsversagen hinweisen weil bereits ein gerissener Querschnitt mit linearer Spannungsverteilung infolge der Rissbildung ein nichtlineares Verformungsverhalten aufweist Zu beachten ist dass aufgrund der physikalischen Nichtlinearit t nichtlineares Materialgesetz grunds tzlich f r unbewehrte Querschnitte zwischen Querschnittsversagen und Stabilit tsversagen nach Theorie II Ordnung zu unterscheiden ist vgl Glo04 Gem den zuvor angef hrten Randbedingungen k nnen zudem an den charakteristischen Punkten A B C und D der Grenzkurve folgende Gesamtausmitten eo ente teo aus
286. es Institut f r Normung e V Beuth Verlag Berlin Juli 2003 W nde aus Leichtbeton mit haufwerksporigem Gef ge Bemessung und Ausf hrung Deutsches Institut f r Normung e V Beuth Verlag Berlin September 1987 Stahlbetondielen aus Leichtbeton mit haufwerksporigem Gef ge Anforderung Pr fung Bemessung Einbau Deutsches Institut f r Normung e V Beuth Verlag Berlin Januar 1982 W rmeschutz und Energie Einsparung in Geb uden Teil 4 W rme und feuchteschutztechnische Bemessungswerte Deutsches Institut f r Normung e V Beuth Verlag Berlin Juli 2004 W rmeschutz und Energie Einsparung in Geb uden Teil 4 W rme und feuchteschutztechnische Bemessungswerte Deutsches Institut f r Normung e V Beuth Verlag Berlin Juli 2007 DIN EN ISO 6946 W rmedurchlasswiderstand und W rmedurchgangskoeffizient Erschienen bei Beuth Verlag GmbH Fassung Oktober 2003 ISO 8302 International Standard Thermal insulation Determination of steady state thermal resistance and related properties Guarded hot plate apparatus 1 Ausgabe 1991 DIN EN ISO 8990 W rmeschutz Bestimmung der W rmedurchgangseigenschaften im station ren Zustand Verfahren mit dem kalibrierten und dem geregelten Heizkasten Erschienen bei Beuth Verlag GmbH Fassung September 1996 W rmestr me und Oberfl chentemperaturen Teil 1 Allgemeine Berechnungsverfahren Deutsches Institut f r Normung e V Beuth Verlag Berlin November 1995 bzw Entwurf DIN EN ISO 10211 Juni
287. es Lastabtrags ber schlanke Innenstege in monolithischen Lochsteinen gegen ber der Materialfestigkeit zum besseren Verst ndnis der mechanischen Zusammenh nge beitragen Aufbauend auf den zuvor erw hnten Untersuchungen 3 6 Ableitung des Optimierungs und Forschungsbedarfs aus der Marktstudie 59 werden abschlie end neue D mmsteine entwickelt die den Vorteil einer Funktionstrennung in eine tragende und d mmende Schicht ber cksichtigen Denn es werden f r die weitere zuk nftige Entwicklung von W rmed mmsteinen drei Optimierungspfade gesehen wodurch wesentlich die W rmeleitf higkeits Festigkeits Relationen f r W rmed mmsteine beeinflusst werden k nnen s Abbildung 3 13 Zum einen kann der zuvor beschriebene Weg der Funktionstrennung weiterverfolgt werden und die W rmeleitf higkeit der Steine durch Einsatz von innovativen D mmstoffen unter Erh hung der Schichtdicke bei gleichzeitiger Steigerung der Festigkeit durch h herfeste Betone gesenkt werden Ein zweiter Weg w re die Optimierung der W rmeleitf higkeit von monolithischen Hohlblocksteinen durch F llung der Luftkammern mit z B D mmstoffstecklingen deren Bemessungswert der W rmeleitf higkeit unterhalb desjenigen von herstellbaren schmalen Luftschlitzen lt 0 05 W mK in Lochsteinen liegt Zudem sind als dritter Weg die L ngs und Quersteganordnungen sowie die eingesetzten LAC Rezepturen auf Basis unterschiedlicher leichter Gesteink rnungen zu berdenken um die Lo
288. esonderheit zu beachten 5 1 Untersuchungen zum Gr eneffekt auf die resultierende Festigkeit 97 dass die Umrechnungsfaktoren von den Referenzw rfeln zur Zylinderdruckfestigkeit 2 nicht ber weite Bereiche konstant bleiben sondern sich mit jeder Druckfestigkeitsklasse in Abh ngigkeit der charakteristischen Festigkeit fx ndern Anhand der Angaben in DIN EN 1520 f r LAC kann aus Tabelle C 2 abgelesen werden dass der Einfluss der Querdehnungsbehinderung der Lasteinleitungsplatten auf die gepr fte Druckfestigkeit mit steigender Festigkeit des LAC zunimmt Insgesamt ist also der Einfluss der bezogenen Schlankheit bzw der Endfl chenreibung zwischen Druckplatten und Proben auf die Druckfestigkeit bei LAC wie auch LC geringer als bei Normalbeton Diese normativen Angaben werden auch durch Versuche von Faust Fau03 an gef gedichten Leichtbetonen gest tzt Demnach ist der Einfluss der Pr fk rperschlankheit bei gleicher Grundfl che f r LC geringer als f r Normalbeton und die Umrechnungsfaktoren sind deswegen nicht von Normalbeton auf Leichtbeton bertragbar Weiterf hrende Literatur zum Einfluss der Schlankheit von Probek rpern auf die Festigkeit aus Leichtbeton und insbesondere LAC konnte nicht gefunden werden Allerdings ist es vorstellbar dass der von Faust Fau03 beschriebene Sachverhalt f r LC bei LAC aufgrund der offenen Gef gestruktur noch ausgepr gter st welches sich n den Umrechnungsfaktoren zur DIN EN 1520 f r LAC wid
289. et s Abbildung 2 6 Weitere Leichtzuschl ge sind z B Bl hschiefer und Vermiculit die allerdings baupraktisch zurzeit eine geringere Relevanz haben Perlite werden zum Beispiel mittlerweile zur Kammerf llung von Hohlbl cken eingesetzt Bl hton Der Rohstoff f r Bl hton ist ein nat rlich vorkommender Ton der als Sediment aus z B 180 Mio Jahre alten Ablagerungen der Jurameere entstand Neu0l Diese Tone werden in Drehrohr fen gesintert Fau03 Dabei verbrennen die feinstverteilten organ schen Bestandteile und bl hen die K rner auf ein Vielfaches hrer Gr e auf Dieser spezielle Brennprozess f hrt zur Ausbildung einer S nterhaut die dem meist runden bis ovalen Korn seine Festigkeit gibt Diese dichte glas ge S nterhaut erh ht allerdings das Gewicht des Korns je gr er hr Anteil am Gesamtvolumen des Bl htonkorns ist Folglich sind kleine stark gesinterte Bl htonzuschl ge schwerer als gro e schwach gesinterte allerdings aber auch fester Dies kann in der Kornrohdichte und Sch ttdichte ausgedr ckt werden vgl Abbildung 2 5 Durch ihre dichtere Struktur im Vergleich zum por sen Korninneren verhindert bzw verlangsamt die Sinterhaut zudem das Saugen von Wasser und Zementleim w hrend der Herstellung Bl htone und Bl hschiefer weisen zumeist ein Gr tkorn von 16 mm auf Lia05 142 Theoretische Grundlagen Vearr cl 1200 RAR Blahton Pot Leichte 1000 a Bl hschiefer Bkahrgkas Gestei
290. etischen Berechnungsans tzen verglichen Zur Erl uterung der Versuche sind nachfolgend in Tabelle 6 4 die geometrischen Daten und der Wertebereich der gepr ften Tragf higkeiten f r aus Innenstegen von Lochsteinen durch S geschnitt entnomme kleinformatige Wandscheiben dargestellt Dabei wurden die Wandscheiben wie in Kapitel 5 2 bildlich beschrieben immer aus den mittleren zwei L ngsstegen von unterschiedlichen Lochsteine entnommen um somit Rohdichte und damit Festigkeitsunterschiede sowie Einfl sse aus unterschiedlichen Erh rtungsbedingungen des LAC aufgrund von Feuchtegef llen ber einen Lochsteinquerschnitt f r diese Betrachtungen auszuschlie en 7 50 7 00 80 mm f di 20 mm 80 mm D CO Ai gt 16 lt di lt 28 mm 80 mm N xp bt N mm 4 00 4 50 5 00 5 50 6 00 6 50 7 00 7 50 N bt N mm V1 T2 20 DIN 1045 1 Mean V1 T2 20 DIN EN 1520 Ritter Mean V1 T2 20 EC2 Gol08 Mean V1 T1 20 DIN 1045 1 Mean V1 T1 20 EN 1520 Ritter Mean V1 T1 20 EC2 Gol08 Mean V1 T2 16 DIN 1045 1 Mean V1 T2 16 EN 1520 Ritter Mean V1 T2 16 EC2 Gol08 Mean E V1 T2 28 DIN 1045 1 Mean E V1 T2 28 EN 1520 Ritter Mean E V1 T2 28 EC2 Gol08 Mean Abbildung 6 4 Vergleich experimentell bestimmten zu rechnerisch prognostizierten Traglasten f r Proben aus Vollsteinen der Versuchserien V1 T1 und T2 mit variablen Scheibendicken Tabelle 6 4 Streuband der 10 getesteten E
291. ezogene Schlankheit als Verh ltnis aus Steinh he zu Mindestma aus Breite oder L nge h min 1 b aus Abbildung 5 6 Er kam zu dem Schluss dass sich f r die Schlankheit von 1 unterschiedliche Formfaktoren f r unterschiedliche Mindestwerte von L nge oder Breite der Steine ergeben Dies kann mit dem vorgestellten und f r Normalbeton weitl ufig untersuchten Einfluss des Gr eneffektes auf die Druckfestigkeit begr ndet werden Nicht erkl rbar ist allerdings dass die Formfaktoren mit Vergr erung der Mindestkantenl nge des Pr fk rpers gr er werden Beer selbst konnte auch keine weiterreichenden Erkl rungen aus der Literatur entnehmen oder durch eigene Untersuchungen an LAC Voll und Lochsteinen finden Beer et al Bee05 untersuchten dar ber hinaus Mauersteintypen wie Porenbeton Kalksand Leichtbetonvollsteine und lochsteine sowie Hochlochziegel Aber gerade f r die Voll und Lochsteine aus Leichtbeton LAC lassen sich aus den Datens tzen keine eindeutigen Formfaktoren herleiten Als Grund werden herstellungsbedingte Einfl sse und von den anderen Mauersteinarten abweichende Steifigkeits und Querverformungseigenschaften benannt Auch f hrten die Auswertungen der dort untersuchten experimentellen Datens tze im Vergleich zu empirischen Ans tzen zur Beschreibung des Formateinflusses aus der Literatur gerade f r Lochsteine aus LAC zu keinen brauchbaren Ergebnissen denn gerade f r Lochsteine st der Bezug auf einen q
292. f Fall a gegen ber dem Fall b mit konischen Stegen sowie die Berechnung mit der Simulation von Reibkontakten zwischen Probe und Stahlplatten Fall c dargestellt Tabelle 5 6 Materialparameter f r die linear elastischen und bilinear plastischen Berechnungen der Steinausschnitte S1 und S2 Zugfestigkeit fiu Druckfestigkeit Trocken Querdehn Bauteilname 2 f r LAC fom 60 rohdichte Ptr zahl N mm f r LAC N mm kg m ul L ngssteg 1 13 0 25 L ngssteg 2 14 0 25 L ngssteg 3 15 0 25 L ngssteg 4 16 0 25 Anhand der Ergebnisplots l sst sich bereits f r einen linear elastischen Materialansatz unter Vorgabe von Grenzzug und druckfestigkeiten im Vergleich zu den Berechnungen am ganzen Lochstein mit vollst ndiger Querdehnungsbehinderung folgendes zusammenfassen e Eine volle Querdehnungsbehinderung f hrt zu gr eren Spannungen vor allem der Hauptzugspannungen c im Querschnitt Fall a 1max 0 97 N mm und b Gimax 1 04 N mm s Abb C 16 im Vergleich zur m igen Querdehnungsbehinderung im Lasteinleitungsbereich durch einen Haftreibverbund mit einem Haftreibungskoeffizienten von up 0 4 Fall c Oimax 0 66 N mm e Stellen an denen sich lokal ein Versagen infolge der berschreitung der Material Grenzzugfestigkeit durch die u ere Belastung und durch die Geometrie des Tragsystems 5 4 FE Berechnungen zum Einfluss verschiedener Steifigkeiten im Steinquerschnitt 131 ank ndigt k nnen als Sicherheits
293. f higkeiten mit dem Plattenger t zu g nstig bzw zu niedrig gepr ft werden Aus diesem Grund werden abweichend von der Richtlinie innerhalb der durchgef hrten Marktstudie f r die Messung von Nicht Plansteinen eine M rtelplatte aus LM 21 von etwa 20mm Dicke knirsch mit in die Messfl che gelegt um einen Wandausschnitt mit Fugeneinfluss zu erhalten s Abbildung 3 3 Zur berpr fung des Einflusses der zus tzlich eingebrachten Lagerfugen aus LM 21 auf die gemessene W rmeleitf higkeit f r nicht Plansteine wurden zudem die Messwerte nach DIN EN 6946 auf quivalente Werte der W rmeleitf higkeit ohne Fugeneinfluss zur ckgerechnet Diese Werte sind im Anhang A Abbildung A 2 dargestellt Mauersteine bus 30 cm Wanddicke werden au erdem nicht halbiert sondern als ganze Steine nach der Einplattenmethode ISO 8302b Abbildung 3 1 gemessen weil gerade die Mehrzahl der untersuchten Steine des Typs Vbl SW DIN V 18152 in halber Wanddicke auf der Symmetrieachse noch eine Luftschichtreihe aufweisen deren Einfluss auf die gemessenen W rmeleitf higkeit bei Halbierung der Steine verloren ginge Mauersteine ab einer Wanddicke von 36 5 cm mussten allerdings aus ger tespezifischen Gr nden gem der Richtlinie DIBt03 als Halbsteinmessung ausgef hrt werden Da innerhalb der Marktstudie Mauersteine mit einer Dicke von bis zu 30cm als ganze Steine gemessen wurden ist zus tzlich im Vorfeld der Messreihen untersucht worden ob auch bei dieser hohen
294. f r Statik und Stahlbau der Technischen Hochschule Darmstadt Dissertation 1981 Orlowsky J Zur Dauerhaftigkeit von AR Glasbewehrung in Textilbeton In Schriftenreihe des Deutschen Ausschusses f r Stahlbeton 2005 Heft 558 RWTH Aachen Fakult t f r Bauingenieurwesen Dissertation 2004 Pagliosa C Mechanisches Verhalten von Keramik Werkstoffpraktikum WS 2003 2004 ETH Z rich 2003 Porenbeton Handbuch Bundesverband Porenbeton 5 Auflage 2002 Pattofatto S Laboratoire de M canique et Technologie Cachan Frankreich 2001 columns Mod lisation du compactage d un b ton frais vibr Pattofatto S Etude du comportement dynamique d un b ton frais sous vibrations Application au proc d de fabrication des parpaings Laboratoire de M canique et Technologie ENS Cachan CNRS Universit de Paris 6 Frankreich 2001 R glement grand ducal du 30 novembre 2007 Performance Energ tique des b timents d habitation Ver ffentlicht M morial Journal Officiel du Grand Duch de Luxembourg A No 221 14 d cembre 2007 Reyer E Schild K V lkner S Kompendium der D mmstoffe 3 berarbeitete und erweiterte Auflage Fraunhofer IRB Verlag 2002 Ros M S LA Normen f r Holzbauten Ergebnisse der Festigkeitsuntersuchungen an der E M P A mit Bauh lzern in den Jahren 1924 25 als Grundlage f r die Normen S I A Z rich September 1925 Rubert A Schot H Traglastnachweis f r unbewehrte Betondruckglieder nach Theor
295. f r den letzten Lastschritt vor dem Bruch Fall c FE Berechnung mit linear elastischem Materialverhalten des LAC 134 5 Untersuchungen zum Gr Ben und Schlankheitseffekt auf die resultierende Festigkeit Traglastkurven ber Loadsteps 0 27 Fmax 80 KN Auswertung bei Iy 2 h 2 119 mm BL 1 LAC Steg links au en BL 2 LAC Steg Mitte links BL 3 LAC Steg Mitte rechts BL 4 LAC Steg links au en bezogene Traglast N bt N mm 0 04 0 02 0 0 02 0 04 0 06 0 08 0 1 0 12 0 14 horizontale Verschiebung u mm Traglastkurven ber Loadsteps 0 22 Fax 68 KN Auswertung bei l h 100 mm 3 50 a_ z 3 00 a 2 50 Z S 00 Oo i 1 50 o O st BL 1 LAC Steg links au en Q S BL 2 LAC Steg Mitte links Sa _ 50 BL 3 LAC Steg Mitte rechts be lt sc BL 4 LAC Steg links au en 0 15 0 1 0 05 0 0 05 0 1 0 15 horizontale Verschiebung u mm Abbildung 5 38 Experimentell ber hrungslos optisch ermittelte Traglastkurven infolge seitliches Ausbiegen der L ngsstege der Proben S2 Nr 2 oben und S2 Nr 4 unten 5 4 3 Nichtlineare FE Berechnungen zum Steinausschnitt S1 und einzelnen konischen Innenstegen aus Lochsteinen Um das Versagen der Pr fk rper aus LAC besser mit der Versuchsrealit t vergleichen zu k nnen werden an den experimentell getesteten Steina
296. f 345 l m f r den Optimierungsversuch 2 gesenkt Im Ergebnis wird best tigt dass durch die Zugabe des Stabilisierers bei nur geringer Erh hung der Trockenrohdichte die Druckfestigkeit des LAC deutlich verbessert wird s Tabelle B 2 Getestet wurden wiederum pro Pr fserie 3 Vollsteine nach 28 Tagen Die Basisrezeptur mit Bl htonzuschl gen kann also deutlich durch die Zugabe von einem geeigneten Stabilisierer im Vergleich bis zu diesem Zeitpunkt verwendeten Flie mittetyp optimiert werden Tabelle B 2 Ergebnisse des 2 Optimierungsversuchs Rezeptur Produktions Nr Trockenrohdichte Steindruckfestigkeit kg m N mm Mittelwerte Pr fserie Mittelwerte Pr fserie Basisrezeptur PO PO V2 Versuch 3 Der Leichtsandgehalt wurde f r die 3 Versuchsserie weiter iterativ von der Basiswerksrezeptur PO mit 460 Um ausgehend bis zu 0 Um abgesenkt PO V 3 so dass die Mischungsrezeptur nur noch aus Grobzuschl gen 2 8 mm und Bindemittel besteht Im Gegenzug wurden die verwendeten Betonzusatzmittel FM oder ST durch eine Betonzusatzmittelkombination aus Flie mittel und puderf rmigen Stabilisierer ersetzt Versuchs Nr 3a s Tabelle B 3 Da dieser Schritt zu einer leichten Erh hung der Trockenrohdichte bei gleichbleibender Festigkeit f hrte wurde in einem weiteren Produktionsversuch nur der puderf rmige Stabilisierer in gleichbleibender Menge hinzugegeben und auf die Flie mittelkomponente ganz verzichtet PO V 3b Dies re
297. f die resultierende Festigkeit Aufgrund der statistischen Zunahme des Auftretens von Fehlstellen oberhalb dieses Wertes des optimalen Volumens f llt die Festigkeit wieder ab vgl Alb67 Gem den hier durchgef hrten Untersuchungen liegt das optimale Volumen zwischen 400 und 500 cm Somit kann ein deutlicher Einfluss des Bef llungsvolumens auf die Festigkeit aufgezeigt werden wodurch die Struktur des lastabtragenden Gef ges beeinflusst wird Der Festigkeitsabfall von der Probe V 1 T1 56 mit der Dicke d 56 mm zur Probe V1 T1 20 mit 20 mm dickem Querschnitt betr gt z B 31 Abbildung 5 14 rechts Ein fr hzeitiges Versagen durch schnelle Zunahme der vertikalen Verformungen kann besonders gut durch die graphische Gegen berstellung der ber hrungslos optisch gemessenen vertikalen Verformungen zu den Laststufen verdeutlicht werden Anhang C 2 Bis zu ca 80 der max Last verhalten sich die Proben ann hernd hnlich und linear f r die getesteten Serien VI TI Nach berschreitung des Grenzwertes von ca 80 der Bruchlast zeigen die Kraft Verformungs Diagramme infolge der inhomogenen Gef gestruktur des LAC sehr verschiedene Verl ufe s Abbildung C 10 5 2 3 2 Kombinierter Einfluss von Wanddicke und Schlankheit Speziell die im Vorfeld erw hnten Versuche der Serie VI aus Vollsteinen dienen der quantitativen Erfassung des kombinierten Einflusses von Dicke und Schlankheit der Innenstege auf die Druckfestigkeit der Wandscheiben Ne
298. faktoren auf die Lochsteinfestigkeit und verst rkten separierten Einfl ssen die an einzelnen Wandscheiben aus Innenstegen experimentell bestimmt wurden Zur Separierung und zur Quantifizierung der einzelnen Einflussfaktoren werden die Einfl sse und Ver nderungen in Prozents tzen unter Angabe des Bezugswertes bzw Bezugsprobenformates erfasst 5 4 FE Berechnungen zum Einfluss verschiedener Steifigkeiten im Steinquerschnitt Ziel der nachfolgend dargestellten numerischen Berechnungen ist es dass prinzipielle mechanische Verhalten n einem 3D Lochsteingef ge qualitativ abzubilden Die Berechnungsergebnisse dienen dabei eher als Indikatoren f r die real oft unterschiedlich stark ausgepr gten Spannungen und Verformungen infolge des inhomogenen Gef ges von haufwerksporigen Leichtbetonen Bereits im Vorfeld der vorgestellten empirischen Untersuchungen zum Einfluss der Schlankheit und Geometrie bzw Verdichtungseffekten auf die resultierende Leichtbetondruckfestigkeit wurden FE Berechnungen zum Einfluss lokal unterschiedlicher Biegesteifigkeiten auf den Lastabtrag f r den gesamten Steinquerschnitt durchgef hrt Die Biegesteifigkeiten der L ngsstege mit den angrenzenden Quersteganteilen werden in einer ersten numerischen Parameterstudie in Abh ngigkeit der empirisch an drei Lochsteinen festgestellten Rohdichteverteilung abgeleitet Dies geschieht auf Grundlage der in Kapitel 4 hergeleiteten mathematischen Zusammenh nge zwischen Rohdichte Festi
299. fwand auf der Baustelle wegen dem hohen Vorfertigungsgrad stark reduziert wird Deshalb sto en solche Steinsysteme gerade im benachbarten Ausland von Luxemburg auf zunehmende Akzeptanz bei den Baufirmen vor Ort In der Abbildung 7 7 st das Planungsraster f r solche Steintypen in oktametrischer Ma ordnung vorgestellt gt ar Baba Asa sat Es 2 Lcke aussen links 3 CCE UUSSE rechts Gel ran Da 50 etre SCH EE Lee daa 170125 ET S Abbildung 7 6 Au en und Innenecksteinl sungen f r den Sandwich Prototypen vom Typ 2 mit Nummerierung gem Planungsraster Abbildung 7 7 begleed Le ie d d hd Oe Ce d e e Gu ee Sa see gie i 2 GE AEJ e E ei Se d 5 re ER ETE LIY Si A1 EH d K Kc ON L e SE AE Es LES pe RARES Mens Pme Cal P BN EN ER l 3 IR EE a el E 5 Zen es 1 N Pr ri CO 283 k H Gi SC N Abbildung 7 7 tee me d en SE A 2 Oktametrisches Planungsraster in KE w Bia 1 8 m mit Darstellung der Eckstein E e e ausbildung 2 SC x Be SE SS E SS 7 4 2 Ecksteinlosungen f r zweischalige Verbundsteintypen Gem der Zielsetzung die verschiedenen Sondersteine f r Innen wie Au enecken zu reduzieren wird f r den bereits pr sentierten Verbundstein des Typs 1 mit ber die H he konisch zulaufender Schwalbenschwanzverbindung vgl Abbildung 7 2 ebenfalls nur ein Ecksteinprototyp als Gesamtl sung vorgestellt Der Verbund zwischen der Innent
300. g auf LAC Lochsteine A 53 Mortar Brick Abbildung D 12 Dreidimensionaler Spannungszustand in Mauerwerk unter Druckbeanspruchung nach Ber00 und Mas05 ohne Angabe der Schubspannungen in der Kontaktzone Stein M rtel Gem den zuvor genannten Autoren gilt f r die Kontaktfl che zwischen Stein und M rtel folgende Kompatibili tsbedingung der Querdehnungsanteile von M rtel und Stein GT EE y St y m m Gl D 14 Zur Erf llung des Gleichgewichts in horizontaler Richtung ist in der f r die hiesigen experimentellen Untersuchungen insbesondere die y Richtung in Abbildung D 12 z Rtg nach Mas05 zu betrachten Entsprechend ist bei kompakten Pr fk rpern unter Querzugbeanspruchung f r die andere Raumrichtung bzgl der x Achse zu verfahren Daraus folgt dass 0 Gate EE y St y m Fuge GI D 15 Unter Ansatz der dreidimensionalen Spannungsbeziehungen f r einen homogenen dreidimensionalen Spannungszustand auf Bas s linear elastischem Materialverhaltens ergeben sich nach der Lehre der Elastostatik in der Kontaktfuge folgende Gleichgewichtsbedingungen f r die Querverformungen an dieser Stelle Ber05 Ber00 Gab06 E amp o u lo ES u o 0 GI D 16 E 8 o0 u o 5 F r die Kontaktfuge ergibt sich mit der Gleichgewichtsbedingung nach Gl D 15 dann d GI D 17 Es enen He EB ga o un nees j E m lGipst meine Hm lGips Tonen ANTE und GI SIS unter Anwendung der Symmetriebe
301. g der Safety Margin ber die einzelnen Loadsteps f r mulitlinearen plastischen Materialansatz gegen ber der berechneten bezogenen Traglast Minimale Safety Margin im Querschnitt bezogene Traglast N bt Nimm C Anhang Gr en und Schlankheitseffekte f r LAC A 36 n Sec SE SEA 2 x i 1 9 TE TE ng 2 ut z ne e D H REENEN ZER D D r J Km PP TETE TR TR CAR CR EESE SE TT TE ut Ta LT ds Hu LT I z H 7 gh Tree ge dir ge gro i Suda d d k i Reg t e EEE e pE Trepp de ER CURE RC D be ns IS Feb rn PTT ET Fa Fe T d dh i aaa i A D DTW D ETAT ETET Tege E ne sei A inne a EE EE zu ei QU CCPAPP LT EEE PT CET Fal i we NEE e ek ar aech Te i ge Hedi ee tta Fe eet br k n r nn Teilen u P Hire I EA Led ere Mate S A Wed 2 Ta en i ets sikur aasch Tra 1 TET a EH i He Ze Sau ep sas THF LT E E G ES 2 sen tnt ET Ets wd ht R d e H HIE D E an u i alles UI ftp Sp CPR PAPIT Drun a fell PE FE sl Frs TC TT fre Zeep Eege siften Cr F Fe fe Je H KM ee re di FEN nn L I eh Tee lt ka See Tea Te ee e An u D I e Fee Seef ee vr iis ke ke e A 117 In Red OC Et 8 d r dir dr do deet a DE tft Epere sma tree AAE AE SEE Ne DN a Le a ti ds d be M d GA ke Verde e z ka S F H da El HE Ve vente de d se ve biede dis KITETT TRETE H UN dal ged DRE ER TER Eee tee un en w
302. ge als schw chstes Glied mit der geringsten Steifigkeit aller lastabtragenden Komponenten Dabei ist der Unterschied der Einzelsteifigkeiten bei Leichtbeton geringer als bei Normalbeton wodurch es zu geringen Kerbwirkungen bzw Umlenkkr ften und inneren Spannungskonzentrationen im Gef ge kommt Dies ist auch in der Literatur unter dem Begriff elastische Kompatibilit t zusammengefasst Neben der Entstehung des Kornbruches der durch Mikrorisse in der Zementmatrix ober und unterhalb der Leichtzuschl ge eingeleitet wird vgl Abbildung 2 13 definiert Gr bl Fau03 zudem einen Stabilit tsbruch f r gef gedichten Leichtbeton der sich im Bruchbild nicht von dem klassischen Kornbruch unterscheiden l sst Dieser wird auf hohe Verbund und Kornzugfestigkeiten zur ckgef hrt indem sich dadurch die Rissbildung im Zementstein derart fortbildet dass sich nur noch d nne Stege zwischen den Zuschl gen ergeben die bei berschreitung ihrer Knicklast pl tzlich versa H gen EEE ERBE Sinter haut C Kom K n l inneres inneres Zement Hd Sinterhaut SOUS leim Abbildung 2 14 Liapor 8 mit Kornrohdichte 1 44 kg dm Mikroskopaufnahme dichte Sinterhaut ELC98a links Mechanische Verzahnung von Zementleim und Sinterhaut nach Faust Fau03 rechts Dieser Sachverhalt ist deshalb f r diese Arbeit interessant weil auch bei LAC d nne Zementsteinstege einen Punkt zu Punkt Kontakt zwischen den Leichtzus
303. gehalten wonach die Mindestkantenl nge der Pr fk rper mindestens gr er als dem 3 fachen des Gr tkorns sein soll Ansonsten ist sowohl nach DIN EN 1354 f r LAC sowie nach DIN EN 13791 f r kerngebohrte Proben aus Normalbeton wegen der Zunahme der Streuung der gemessenen Druckfestigkeit die Probenanzahl deutlich zu erh hen und mit einer Verringerung der Druckfestigkeit von bis zu 20 zu rechnen Die Zunahme der Streuungen kann auch durch die eigenen Versuche an LAC f r kleinere Kantenl ngen im Vergleich zu den Standardw rfeln mit 150 oder 100 mm in Abbildung C 4 m Anhang C verdeutlicht werden Die W rfelproben mit 40 mm Kantenl nge weisen in dem dortigen Diagramm die gr te Standardabweichung auf Dies passt in der Tendenz auch zu Aussagen in den Literaturstellen Alb67 Bau76 bzw Wol08 f r homogenere mineralische Baustoffe Unter einer Kantenl nge von 40 mm wird aber auch nach DINEN 1520 kein weiterer Abminderungsfaktor genannt der mit schlanken Innenstegen aus LAC von Stegdicken bis nur 20 mm aus klass schen Lochsteinen korreliert werden k nnte s Tabelle C 1 Anscheinend kommt bei den klassischen W rmd mmsteinen durch die sehr schlanken Innenstege kombiniert mit Bef llungsm ngeln noch ein Versagen auf Biegezug bzw Stabilit t hinzu da die Steine trotz geringeren Luftkammeranteilen zu deutlich geringeren Druckfestigkeiten als die aus Vollsteinen ges gten Hbl Bl cke neigen Dies wird indirekt auch durch den Vergl
304. gen diese Optimierungsversuche dass ein Austausch der verwendeten Flie mittel der Basisrezepturen durch den eingesetzten pulverf rmigen Stabilisierer wenig sinnvoll ist obgleich der Wasseranteil des Flie mittels bei dem Mischungsentwurf ber cksichtigt wurde Andere auf dem Markt erh ltliche puderf rmige Stabilisierer sollten aber dennoch zuk nftig im Werk getestet werden Die werksm ig verwendete Rezeptur auf Basis von runden Bl htonzuschl gen 2 8 mm und Leichtsand zur Herstellung von W rmed mmsteinen kann durch die Zugabe des fl ssigen Stabilisierers ST5 im Vergleich zum verwendeten Flie mittel deutlich verbessert werden Bei gleichzeitigem Senken der Rohdichte infolge der Reduktion des Leichtsandgehaltes und damit auch der Verringerung der W rmeleitf higkeit der LAC Rezeptur kann die Festigkeit der Ausgangsrezeptur konstant gehalten werden vgl Versuchl zu Versuch2 5 3 zu 5 1N mm Die eigene vorgeschlagene Mischungsrezeptur M2 konnte durch die Verwendung eines Flie mittels eines anderen Typs und Herstellers als in der laufenden Produktion sowie durch den Mix von Bl hglas und Bl htonzuschl gen bei Verringerung der Rohdichte h here bzw gleich hohe Festigkeiten liefern wie die Standardrezeptur im Werk vgl Versuch 1 und 2 zu Versuch 4 in Anhang B 2 Somit k nnen die 4 4 Herstellung der Probek rper 69 entwickelten Leichtbetonrezepturen nach erfolgter Anpassung an die Maschinenregelung und bei strenger Pr fung der Au
305. genannten Rohdichte W rmeleitf higkeits und Festigkeitsrelationen f r den gesamten Rohdichtebereich entwickelt werden Diese erm glichen es dass das thermische und mechanische Materialverhalten von LAC mathematisch in Abh ngigkeit der Rohdichte beschreibbar wird Zu Bemessungszwecken von Mauerwerk bestehend aus diesen Materialien sind zudem Eigenschaftswerte wie der E Modul die Biegezugfestigkeit und auch die Querdehnzahl u zu untersuchen Deshalb werden auch diese Kennwerte im Rahmen der Leichtbetonentwicklung betrachtet Aufgrund der zuvor beschriebenen nicht zufriedenstellenden Ergebnisse aus einer Marktstudie an W rmed mmsteinen werden neben den Materialkennwerten von LAC selbst auch weitere Einflussfaktoren wie z B die aus der Literatur f r Normalbeton bekannten Gr en und Schlankheitseffekte auf die resultierende Druckfestigkeit von LAC Pr fk rpern detailliert untersucht Aus diesen empirischen Analysen sollen wesentliche Erkenntnisse zum Einfluss der Geometrie von Lochsteinen auf den Lastabtrag und die Druckfestigkeit von Lochsteinen gewonnen werden Diese 2 1 Einleitung Kenntnisse sollen der zuk nftigen fortschreitenden Optimierung von monolithischen W rmed mmsteinen mit Lochkonfigurationen dienen Durch die zuvor beschriebene Vorgehensweise werden m Anschluss gezielt Mauersteingeometrien im Rahmen einer Prototypentwicklung als Sandwich und Verbundsteinkonstruktionen entwickelt die zugleich tragf hige und auch hoch
306. gestellte W rfel O Wertepaare nach Thie05 f r separat 5 e Z Trend 150 zu 100 mm O S hergestellte W rfel 200 zu 150 mm 8 8 Ge Linear Trend 150 zu 100 mm 2 575 N 7 5 5 A F ke YCube 100 mm 1 01X 3 S g A Es YCube 175 mm F 0 90x D A D Y Cube 200 mm 1 01x He E om 5 x 5 Q E E D L S N 5 Ei S S 25 35 Den gt 0 04 0 0 2 5 5 0 7 5 10 0 0 0 2 5 5 7 5 10 0 W rfeldruckfestigkeit fc cube 150 N mm W rfeldruckfestigkeit fc cube 150 N mm Abbildung 5 4 links Vergleich der Druckfestigkeiten von W rfeln mit 150 zu 100 mm Kantenl nge rechts Vergleich der Druckfestigkeiten von 175 er bzw 200 er W rfeln aus der Literatur Thi05 zu W rfeln mit 150 mm Kantenl nge F r LAC zeigt sich dass der Einfluss des Gr eneffektes im Vergleich zu Normal bzw gef gedichten Leichtbeton deutlich verringert ist Eine bertragbarkeit der Umrechnungsfaktoren aus z B DIN 1045 1 bzw den Literaturangaben aus Fau03 Alb67 werden durch die eigene Auswertung nicht best tigt Vielmehr deuten auch die wenigen Daten die der Literatur Thi05 f r LAC zu entnehmen sind darauf hin dass der Umrechnungsfaktor von W rfeln mit 100 mm zu 150 mm Kantenl nge entsprechend der Angaben in DIN EN 1520 die f r LAC aufgestellt wurden auch zu 1 0 angegeben werden kann Somit st kein Umrechnungsfaktor f r die Umrechnung von Druckfestigkeitsergebnissen von 150 er W rfeln zu IO er W rfeln n tig 5 1 Unte
307. gkeit von Innenstegen bei Lochsteinen mit einer bezogenen Schlankheit Nr 4 vergleichbar hoch w e die W rfel bzw Vollsteindruckfestigkeit nach 28 Tagen Somit kann die charakteristische Druckfestigkeit fe 00 ersatzweise in Abh ngigkeit des Gr tkorns des Leichtzuschlags an kleinformatigen Wandscheiben ohne Schlankheitseinfluss aus Lochsteinen im zentrischen Druckversuch bestimmt werden 6 2 2 2 Finales Versagen der L ngsstege infolge von Stabilit tsproblemen Vergleichende experimentelle und theoretische Analysen lie en Haller Hal49 Hal69 ein Verfahren zur Ermittlung der max mal aufnehmbaren Normalkraft unter Ber cksichtigung der Einfl sse aus Theorie II Ordnung f r Mauerwerk entwickeln auf dessen Ansatz auch der heute g ltige Nachweis f r unbewehrte Betonw nde nach DIN 1045 1 2008 beruht vgl Heg07 Die Systemtragf higkeit wird nach diesem Berechnungsverfahren durch die Ermittlung der Tragf higkeit des h chstbeanspruchten Querschnitts bestimmt Aus diesen Betrachtungen resultiert ein Abminderungsfaktor bzw Betonbau Mauerwerksbau der den Einfluss von Theorie II Ordnung durch Linearisierung der Gleichungen praxisnah erfasst Einzelheiten zur Theorie und die Darstellung der Kurvenschar oh gem den Ans tzen aus der Mauerwerks und Betonbaunormung sind Kapitel 2 zu entnehmen Grundlegend ist f r d e Berechnungsans tze der beiden Autoren Haller Hal69 und Berndt Ber00 die Annahme der Bernoulli Hypothese vom E
308. gkeit und E Modul Verteilungen f r die untersuchte Mischungsrezeptur Abbildung 5 27 In der Abbildung 5 28 sind zur Verdeutlichung der prinzipiellen Vorgehensweise die einzelnen Schritte schematisch dargestellt In einem zweiten Schritt werden f r die bereits vorgestellten Lochsteinausschnitte V2 S1 und S2 mit jeweils einer und drei Luftreihen zus tzlich detaillierte Simulationsrechnungen zum Einfluss var ierender E Module der Querstege durchgef hrt Diese stufenweise verfeinerten FE Modelle sowohl mit linearem als auch nicht linearem Materialverhalten sollen dazu beitragen evtl vorhandene festigkeitsmindernde Einfl sse durch unterschiedliche Biegesteifigkeiten der Innenstege und der Lochsteingeometrie auch theoretisch mechanisch zu begr nden Dazu werden n einem zweiten Schritt zus tzlich an zwei Lochsteinen der gleichen Produktionsserie V2 s Abbildung 5 29 5 4 FE Berechnungen zum Einfluss verschiedener Steifigkeiten im Steinquerschnitt 125 experimentell die E Module der Querstege auf Grundlage der Trockenrohdichteverteilung im Bereich der Ausschnitte S1 und S2 abgesch tzt 850 E Modul N mm BE Lochstein V2 Nr 1 4100 830 E Lochstein V2 Nr 2 RE Module L ngsstege Lochsteinserie V2 By Lochstein V2 Nr 3 4050 810 e Mittelwert f r Bl cke 4000 e 790 3950 770 3900 5 750 E 5 3850 E 5 730 x 3800 S 710 37
309. gkeiten von gr eren Probenvolumen im Vergleich zu kleineren Proben sinken Dies ist mathematisch bzw statistisch durch das Weibull Modell Wol08 Bon59 beschreibbar vgl Kapitel 6 Mechanisch kann die sinkende Festigkeit mit zunehmender Probengr e auch mit den Regeln der Elastizit tstheorie erkl rt werden da sich bei der gleichen Pr feinrichtung das Steifigkeitsverh ltnis von Versuchseinrichtung zum Probek rper ndert In den deutschen und europ ischen Betonnormen werden deshalb Umrechnungsfaktoren f r W rfel unterschiedlicher Kantenl ngen angegeben F r haufwerksporige Leichtbetone st die Herstellung von separaten Laborproben wegen der unterschiedlichen Herstellungs und Verdichtungsprozesse n Labor und 5 1 Untersuchungen zum Gr eneffekt auf die resultierende Festigkeit 95 Produktion schwierig vgl Kapitel 2 1 4 Deshalb sieht die f r LAC geltende Norm DIN EN 1520 neben W rfeln mit 100 mm Kantenl nge als Referenzprobek rper auch Bohrkerne mit Schlankheit A 1 vor In der Tabelle C 1 im Anhang C sind zum besseren Vergleich die einzelnen Umrechnungsfaktoren zur Ber cksichtigung einer vom Referenzprobek rper abweichenden Geometrie bei gleicher Probenschlankheit von 1 f r verschiedene Normen aus dem Betonbau zusammengestellt Die Umrechnungsfaktoren gerade f r gef gedichte Leichtbetone scheinen jedoch lediglich n Anlehnung an den Kennwerten f r Normalbeton abgeleitet worden zu sein Th105 wie auch die Zus
310. h O1 Betondruckfestigkeit N mm ch N O O1 O1 400 500 600 700 800 900 1000 1100 1200 1300 1400 1500 1600 1700 1800 1900 2000 Trockenrohdichte kg m O Bl hton Leichtsand Bl hton Leichtsand Produktion por x DI Bl hglas Eng en Mix Bl hglas Bl hton O Mix Bl hton Kalksplitt Normalsand Mix Bl hton Kalksplitt Normalsand Abbildung 4 9 Kurve der max erzielbaren Festigkeit in Abh ngigkeit der Rohdichte nach Sag99 im Vergleich zu den erzielten Festigkeiten der untersuchten Mischungen aus der Produktion schraffierter Bereich amp Datenpunkte mit Regressionskurve und f r separate Laborproben Zus tzlich best tigen auch in Bor05 aufgezeigte Untersuchungen wonach durch Vibrations bzw Schlagkr fte wie sie w hrend des maschinellen Verdichtungsvorgangs wirken die Adh sionskr fte zwischen den Grobk rnungen sehr stark ansteigen und zu h heren Haftzugfestigkeit des Zementsteins im Festbeton bzw zur h heren Tragf higkeiten f hren Gleiches stellt auch Spitzner Sp175 in seiner Ver ffentlichung fest Demnach hat die Konsistenz des Frischbetons einen entscheidenden Einfluss auf die sp ter resultierende Druckfestigkeit des Festbetons Spitzner zeigt dass mit zunehmendem Wassergehalt im Frischbeton bei sonst gleichen Verh ltnissen die Festigkeit zun chst ansteigt und bei Erreichen der schmierig nassen Phase nach Voc59 wieder abf llt De
311. h 151 und 195 Tagen wie folgt normiert worden um klar die relativen Druckfestigkeitsunterschiede in Form eines Reduktionsfaktors fgeom Infolge der unterschiedlicher Steingeometrien herauszustellen fo D er ener Bee nach DIN V 18152 100 2005 aus Versuch aa P pR vi Vohstemn F r die Versuchsserie V2 Nr 1 an W rmed mmsteinen des Formats Vbl SW mit Luftschlitzen und schlanken Innenstegen lie sich z B deutlich eine Erh hung der Steindruckfestigkeit bei gleichbleibender Grundfl che bzw Lochbild durch eine Reduzierung der Steinschlankheit nachweisen Dazu wurde der ungeschnittene Referenzstein 20 DF in 1 3 und 2 3 der Steinh he durch Horizontalschnitt gek rzt Bezogen auf den Referenzstein V2 N Konnte f r die auf 1 3 der H he zugeschnittenen Steine eine Erh hung der Druckfestigkeit von 30 festgestellt werden F r die auf 2 3 der Ausgangsh he von 238 mm geschnittenen Steine betr gt die Steigerung der Druckfestigkeit bezogen auf den druckbelasteten Nettoquerschnitt der Stege aus LAC Axe immer noch ca 23 Dieser H hen bzw Schlankheitseffekt ist n erster Linie auf eine querdehnungsbehindernde Wirkung der Lasteinleitungsplatten zur ckzuf hren wobei die sich im Druckversuch durch die Querdehnung des LAC m Steinquerschnitt ergebenden Querzugspannungen berdr ckt werden Dieses Ph nomen wurde bereits eingangs in Abschnitt 5 1 3 1 auch mit Hilfe theoretischer Annahmen aus der Elastostatik erkl rt Allerdings liegen wi
312. h Einfluss Initialriss bez Traglastkurve Modell mit Riss bez Traglastkurve Modell ohne Riss bez Traglast N bt N mm 0 0 01 0 02 0 03 0 04 0 05 0 06 0 07 0 08 0 09 0 1 0 11 Verformung u mm Abbildung 5 56 Vergleich der bezogenen Traglastkurven zwischen dem ungerissenen und gerissenen FE Modell Es ist durch die Auswertung der seitlichen Verformungen u senkrecht zum Riss in Abbildung 5 57 erkennbar dass diese durch den Initialriss im Zuge der einzelnen Laststeigerungen ber die betrachtete Probenh he m Vergleich zur ungerissenen Probe stark unsymmetrisch werden Folglich k nnen diese stark unsymmetrischen Verformungen m Querschnitt zur weiteren Ausmitte der aufgebrachten u eren ehemals zentrischen Belastung gerade bei noch schlankeren Innenstegen beitragen Rissmodell versus ungerissen Probenh he mm 70 00 A ST Eau G i nt XN 60 00 Ne lt I PK Ce N N 50 00 S l IQ N u Rissmodell 40 00 j NJ u Wandscheibe NS ungerissen quiv 30 00 Lastbereich IN 20 00 15687 E LS4 S LS8 LS5 LS3 Ls2 Le LS1 182 LS3 J LS5 1868788 10 00 N a N ot Zeg er NI r L TT 0 00 0 0030 0 0020 0 0010 0 0000 0 0010 0 0020 0 0030 0 0040 Verformung normal zum Riss u mm Abbildung 5 57 Quer
313. h analytische und numerische Berechnungen berpr ft Zusammenf hrung der Resultate aus den zuvor genannten Teilzielen zur Erarbeitung eines Ingenieurmodells zur Prognostizierung der Lochsteintragf higkeit von monolithischen W rmed mmsteinen gegen ber der Materialfestigkeit Anhand von Mauersteinen aus der Marktstudie wird das f r einen Referenz Lochstein entwickelte Traglastmodell berpr ft 1 3 EEE Anschlie end sind aus den Erkenntnissen der einzelnen Untersuchungsetappen neue W rmed mmsteine als Prototypen zu entwickeln Anhand der aufgestellten empirisch funktionalen Beschreibung der thermischen und mechanischen Kennwerte in Abh ngigkeit der Rohdichte von LAC sollen gezielt die Eigenschaftswerte der Prototypen im Vorfeld der Herstellung f r die ausgew hlten Betone und Materialien prognostizierbar werden Vorgehensweise Die Abbildung 1 1 zeigt mittels einer bersicht die zur Erreichung des beschriebenen Ziels der Arbeit verwendete Vorgehensweise Die Arbeit beginnt mit einer Zusammenstellung der bisher n der Literatur und Normen ver ffentlichten Kenntnisse und theoretischen Grundlagen zu haufwerksporigen Leichtbetonen LAC Einleitend wird auf die geschichtliche Entwicklung von Leichtbetonen im Allgemeinen und auf die existierenden unterschiedlichen Arten und die Einteilung von Leichtbetonen eingegangen um klar die Unterschiede und Besonderheiten von LAC gegen ber anderen meist in hren Eigenschaften bek
314. hal ber alle Festigkeitsklassen zu 1 03 festgesetzt werden Allerdings st dieser Einfluss auch sehr stark von der Art der verwendeten Zuschl ge und der Mischungsrezeptur abh ngig 5 1 4 Gr en bzw Geometrieeffekte bei Lochsteinen vs Vollsteinen In den vorhergehenden Unterkapiteln wurde versucht die Einfl sse von Probengr e bzw Volumen sowie Schlankheit auf die Druckfestigkeit von genormten Standardpr fk rpern aus LAC experimentell separiert nachzuweisen und mit Werten aus der Normung bzw Literatur zu vergleichen Dabei l sst sich klar erkennen dass die Einfl sse von Probengr e bzw Volumen zwischen 0 und 10 Umrechnungsfaktor 1 0 bis 1 1 f r Standardprobew rfel liegen Der Einfluss der bezogenen Schlankheit A h d betr gt f r den Vergleich von kompakten Proben wie Standardzylindern im Mittel ber den betrachteten Rohdichtebereich von 500 bus 1900 kg m ca 3 Faktor 1 03 Mit diesen Untersuchungen an kompakten Pr fk rpern lassen sich allerdings der anf nglich beschriebene Druckfestigkeitsunterschied von 33 4 zwischen Vollsteinen Versuchs Serie V1 und Lochsteinen Serie V2 der gleichen Mischungsrezeptur und Herstelltag bezogen auf die druckbelastete Nettoquerschnittsfl che Axe der Lochsteine nicht vollst ndig erkl ren s Abbildung 5 1 Neben den reinen Einfl ssen aus Querdehnungsbehinderung bzw Randeinspanneffekten durch die Endfl chenreibung der Druckplatten auf die bezogene Probenschlankheit dem Ve
315. hen den rechteckigen Luftkammern hs Steinh he in mm p innerer Reibungs Dilatanzwinkel Ansatz ca 35 f r LAC mit a 45 0 2 Gra07 Der Winkel o stellt dabei den Winkel der Neigungen der Gleitfl chen zur Horizontalen f r elastisch plastische Materialien f r den Fall dar dass der geringe Einfluss der Koh sionskr fte c vernachl ssigt wird Eine detaillierte Herleitung der mathematisch trigonometrischen Zusammenh nge nach der Versagenshypothese von Mohr Coulomb kann Sta06 entnommen werden Dabei wird davon ausgegangen dass die mittlere Hauptnormalenspannung o auf das Baustoffversagen keinen nennenswerten Einfluss hat sondern die minimalen 63 und maximalen c Hauptspannungen ma gebend sind F r Betone und Ausgleichsm rtel kann generell im Bruchzustand eine Neigung der Gleitfl chen in einem Winkel von 50 lt a lt 65 angenommen werden Schle02 Ber96 F r Lochsteinquerschnitte aus mehreren interagierenden Querstegen wird her oz Wie folgt angenommen hoy oz LS KAREN In Mit GI D 6 haas lt Ns lt 10cm n Anzahl der Loch bzw Querstegreihen Zus tzlich untermauern die experimentellen Analysen und FE Berechnungen zum Einfluss der Endfl chenreibung der Lasteinleitungsplatten auf die querdehnungsbehinderte Probenh he in Kapitel 5 1 dass experimentell mit einer reduzierten effektiven H he h r oz von ungef hr dem 1 bis 1 5 fachen der Probendicke bzw durchmesser als gest rter Randbereich zu rech
316. hensweise Kapitel 2 Grundlagen zu haufwerksporigen Leichtbetonen LAC und bisherige normative Bemessungsans tze zur Bestimmung der Tragf higkeit von unbewehrten Beton und Mauerwerksw nden Kapitel 4 Kapitel 3 Marktstudie zum wirklichen Stand der Technik auf dem freien europ ischen Mauersteinmarkt vorhanden zu Beginn der Forschungsarbeit gt Ableitung des Optimierungs und Forschungsbedarfs Leichtbetonentwicklung zur Bestimmung thermischer und mechanischer Eigenschaftswerte Mathematische Beschreibung der Materialparameter in Abh ngigkeit der Trockenrohdichte und Druckfestigkeit Grundlegende Untersuchungen zum besseren Verst ndnis des Materialverhaltens von Lochsteinen aus LAC amp zur Optimierung von W rmed mmsteinen gt Einflussgr en Rohdichte und Materialfestigkeit Kapitel 5 51 Untersuchungen zum Gr en und Schlankheitseffekt von Standardpr fk rpern auf die Druckfestigkeit von LAC Beschreibung der Einflussgr en gr enbedingt herstellungsbedingt schlankheitsbedingt Mindestkantenl ngen bzw volumen von Pr fk rpern gegen ber Gr tkorn des Leichtzuschlags bei bez Schlankheit h d 1 Bef llung und Verdichtung in Abh ngigkeit der Schalungsform und des Herstellprozesses Einfluss der Endfl chenreibung der Lasteinleitungsplatten auf den querdehnungsbehin
317. hermique r sistance en compression 1 EINLEITUNG 1 1 Problemstellung und Motivation Die hohen Rohstoff und Energiepreise lassen seit einigen Jahren das Verlangen von Bauherren nach gezielt hoch w rmed mmendem Au enmauerwerk wachsen welches zugleich den statischen und kologischen Anforderungen wie auch der Gebrauchstauglichkeit entsprechen soll Zahlreiche Untersuchungen haben in der Vergangenheit gezeigt dass die Rohdichte der Baustoffe ma gebend deren W rmeleitf higkeit beeinflusst Mit steigender Rohdichte der Ausgangsmaterialien nehmen in der Regel auch die Festigkeiten und die W rmeleitf higkeiten von Mauerwerksprodukten zu Zur Zeit ist der Mauerwerkssektor stark in Bewegung und aufgrund immer strenger werdender Richtlinien sowohl auf nationaler wie auch auf europ ischer Ebene sehen sich viele Hersteller gezwungen neue innovative Mauerwerksbaustoffe auf dem Markt zu bringen die diesen hohen Anforderung an die W rmed mmeigenschaften gerecht werden sollen Allerdings zeigte eine Marktstudie an W rmed mmsteinen dass gerade bei den besonders gut d mmenden Leichtbetonsteinen mit Rohdichten unter 800 kg m noch ein erheblicher Forschungsbedarf an den Leichtbetonen und der Herstellung der klassischen W rmed mmsteine z B Vbl SW 2 besteht Die Motivation zur Untersuchung von haufwerksporigen Leichtbetonkennwerten und Mauersteingeometrien wurde durch die Erkenntnisse aus der Marktstudie und dem daraus folgenden Ziel der En
318. hische W rmed mmsteine aus Leichtbeton gem DIN V 18152 100 2005 verstanden Dies sind insbesondere Vollbl cke und Plan Vollbl cke mit Schlitzen und besonderen W rmed mmeigenschaften Vbl SW und Vbl SW P Sandwich LAC 14 Polystyrol Verf llstein 6 Hbl aus LAC mit Perlit F llung Mauersteindruckfestigkeit MPa N klassische W rmed mmsteine 0 06 0 1 0 12 0 14 2 W rmeleitf higkeit Ao trequ W MK Abbildung 3 11 Gemessene Druckfestigkeiten nach Norm vs der nach DIBt Richtlinie gemessenen quivalenten W rmeleitf higkeit der Steinprobek rper im trockenen Zustand mit Einfluss von verm rtelten Lagerfugen 10 tr equ Durch diese Darstellungsweise wird besonders gut ersichtlich dass vor allem klassische monolithische W rmed mmsteine mit Luftschlitzen zu niedrigen Festigkeiten bei gleichzeitig m igen W rmeleitf higkeiten im mittleren Bereich der getesteten Steinprodukte neigen Werden entsprechend der neuen Richtlinie wie dem Reglement zur Energieeffizienz von Wohngeb uden in Luxemburg RGDO7 immer strengere und h here Anforderungen auch an die thermischen Eigenschaften der Geb udeh lle w e aber auch an die Steinfestigkeiten gestellt so kann den Anforderungen gem der vergleichenden Betrachtung n Abbildung 3 11 nicht mit den bisher auf dem Markt g ngigen monolithischen D mmsteinen Rechnung getragen werden 3 6 Ableitung des Optimierungs und
319. hlr ume infolge einer zu fl ssigen Konsistenz des Zementleims zu vermeiden Leu07 Folglich kommt nur eine geringe Bandbreite der Zementleimmenge in Abh ngigkeit der Korngr enverteilung in Betracht Ein sinnvoller Zementgehalt bezogen auf einen m Leichtbetonmischung betr gt nach Dehn Deh98 bzw gem weiterer Literaturangaben Cem97 Sag99 zwischen 90 und 250 kg m Haufwerksporiger Leichtbeton kann generell mit dichter oder poriger Gesteinsk rnung ausgef hrt werden Anwendungsgebiete f r Einkornbetone mit dichter Gesteinsk rnung sind z B Sickerrohre Mauersteine aus Beton nach DIN V 18153 100 oder auch Dr nbeton Wegen der erh hten Schalladsorption w rd er auch f r L rmschutzw nde verwendet Haufwerksporiger Leichtbeton mit porigen Zuschl gen wird vor allem wegen den guten w rmed mmenden Eigenschaften eingesetzt F r diese Betone sind aufgrund des haufwerksporigen Gef ges und der Lufteinschl sse in den Leichtzuschl gen Trockenrohdichten von unter 500 kg m erreichbar Vo B09 Leu07 Leu09 Allerdings weisen diese Betone infolge der porigen Leichtzuschl ge und des geringen Zementleimgehalts kombiniert mit einer geringen Menge an Fein und Feinstzuschlagk rnern zur Zwickelf llung zwischen dem Grobzuschlag auch nur relativ geringe Festigkeiten auf Deshalb sind Fertigteile nach DIN EN 1520 und DIN 4213 wie z B Wandplatten f r leichte Trennw nde und Stahlbetondielen f r Dach und Deckenplatten sowie Mau
320. hme infolge von Stabilit tsproblemen bzw seitlichen Biegeverformungen schlie en lassen Herstellungsbedinst werden die Querstege im Produktionsprozess geringer verdichtet und bef llt als die L ngsstege Deshalb weisen sie im Mittel auch einen geringeren E Modul und Zugfestigkeit auf vgl Abbildung 5 27 und Abbildung 5 29 Genaueren Aufschluss ber m gliche Rissentwicklungen bei Annahme eines homogenen Materials auf der Makroebene sollen aber auch noch die nachfolgenden nichtlinearen Berechnungen geben 5 4 FE Berechnungen zum Einfluss verschiedener Steifigkeiten im Steinquerschnitt 133 Biegelinien Probe 2 Lastschritt 27 ss BL 1 LAC Steg links au en zz BL2 LAC Steg Mitte links BL 3 LAC Steg Mitte rechts D AL AC Steg links au en BL aus lin elast FE Berechnung E E le lt c Q O Been D 0 04 0 02 0 00 0 02 0 04 0 06 0 08 0 10 0 12 0 14 horizontale Verschiebung u mm _ D 1 LAC Steg links au en sz BL2 LAC Steg Mitte links BL 3 LAC Steg Mitte rechts sz BL4 LAC Steg au en rechts BL f r lin elast FE Berechnungen E 190 c oO lt O lt c Q O LS D 90 0 15 0 10 0 05 0 00 0 05 0 10 0 15 horizontale Verformung u mm Abbildung 5 37 Experimentell ber hrungslos optisch gegen ber rechnerisch ermittelten Biegelinien durch seitliches Ausbiegen der L ngsstege der Proben S2
321. hs deutlich niedriger als die zweifache Steinl nge ist kommt es nicht zum Ausgleich der Spannungen in halber Steinh he s Kapitel 5 1 F r diese Geometrie von Lochsteinen wird die Neigung der Tangente der lotrecht abgelenkten Kraft s Abbildung D 7 mit 1 tan d a b rac 0 5 h GI D 9 angenommen Die nachfolgende Abbildung D 7 verdeutlicht graphisch den Sachverhalt einer Spannungskonzentration Um wie zuvor dargelegt die Lastkonzentrationen in den Kreuzungspunkten von Quer und L ngsstegen anhand der ebenen Scheibentheorie f r wandartige Tr ger zur Herleitung von A 48 D Anhang Modellbildung materialbedingten Bruch und Flie kriterien abbilden zu k nnen wird in Anlehnung an Ber00 die reale versetzte Querstegstruktur im Lochstein gem Abbildung D 8 vereinfacht idealisiert angenommen Achsabstand Querstege Querstegedicke Principal directions Region II Ge gt 0 a ee a LAC y SE 075S hg Eoubbrum of ponts S p fra Fr h H bs 1 bb Free edge Abbildung D 7 Spannungstrajektorien und konzentrierte Lasteinleitung MC90 unter Angabe der f r das eigene Modell ma gebenden Parameter rot links und Darstellung des vereinfachten Modells der angenommenen Spaltzugspannungen aus MC90 rechts ALAC a j LAC x u u e Abbildung D 8 links Dem eigenen analytischen Rechenmodell zugrunde gelegte idealisierte Innensteggeometrie rechts
322. hsteinausschnitt EV2 S2 Lochsteinausschnitt V2 ges Lochstein 497 x 300 x 238 mm Abbildung 5 20 Vergleich der Druckversuche an einzelnen Wandscheiben aus Voll und Lochsteinen im Vergleich zu den Steinausschnitten S1 S2 und dem Lochstein Zur berpr fung der aufgestellten Vermutung eines Einflusses der Querstege auf das Versagen der Steine werden im Folgenden die Verformungs und Bruchbilder angef hrt die mittels dem ber hrungslosen optischen Mess System Q 400 der Firma Dantec f r die Proben S2 aufgezeichnet wurden Dabei zeigt sich dass sich die u eren LAC Stege auf halber Steinh he nach Au en ausbiegen und auch die Innenstege in Richtung der u eren Luftreihen im Bruchzustand gedr ckt werden s Abbildung 5 21 und Abbildung 5 22 120 5 Untersuchungen zum Gr en und Schlankheitseffekt auf die resultierende Festigkeit 0 11 Dieplecements Direcion X Einpiacemeni mm Abbildung 5 21 Bruchbild Probe S2 o l Bruchzustand or und zugeh rige Verformungen in Querrichtung zur Last x Rtg kurz vor dem Bruch u l sz BL 1 LAC Steg links auBen BL 2 LAC Steg Mitte links BL 3 LAC Steg Mitte rechts sz BL4 LAC Steg au en rechts E E lt c O le E Q i D 0 15 0 10 0 05 0 00 0 05 0 10 0 15 horizontale Verformuna u mm Abbildung 5 22 Experimentell ermittelte Biegelinie durch seitliches Ausbiegen der L ngsstege der Pr
323. hsteinen die aufgrund der versetzten Querstege im Stein durch die Querdehnung im Druckversuch auf Biegung beansprucht werden k nnen C 2 Gr en und Schlankheitseffekte an kleinformatigen Wandscheiben aus Innenstegen A 21 6 ft f k 3p Prisma N M m Size effect Biegezug 3P ft fik 3P Balken N mm Abbildung C 5 Dreipunkt Biegezugfestigkeiten von Biegebalken nach DIN EN 1521 gegen ber kleinformatigen Prismen aus LAC F r alle stichprobenartig betrachteten LAC Betone l sst sich tendenziell ein einheitlicher Umrechnungsfaktor von 1 7 durch Relation der Mittelwerte der Einzelergebnisse der Balken zu den Prismenpr fungen erwarten Ji fik 3P Balken Ji fik 3P Prisma 17 GI C 1 Die Biegezugfestigkeit st nach den eigenen Untersuchungsergebnissen in einem wesentlich st rkeren Ma e von der Gr e des Probek rpers abh ngig als z B die Druckfestigkeit oder zentrische Zugfestigkeit In der Realit t ist davon auszugehen dass die Wahrscheinlichkeit des Auftretens von Fehlstellen gerade in der Zugzone von Biegebalken bei kleinem Probenvolumen wie z B bei den kleinformatigen Prismen geringer ist als f r gro formatige Normbalken Dies entspricht ebenso wie bei den bereits diskutierten Druckversuchen der Theorie zur statistischen Verteilung von Fehlstellen bzw der Festigkeit nach Weibull vgl Kapitel 6 Somit ist auch mit gr eren Rissaufweitungen bei hohen gro en Balken gegen ber k
324. htbeton bisher keine Formulierungen existieren bzw auffindbar waren wurde die f r alle Materialien allgemeing ltige Formel der DIN 55303 7 1996 Statistische Auswertung von Daten f r die nachfolgenden Auswertungen verwendet Diese Formel stellt den Median der Ranggr enverteilung der Datens tze als N herung der zugrundeliegenden Binominalverteilung dar W1104 i 0 3 A n 2 5 Stichprobenumfang Median GI 6 3 n 0 4 h a Verteilungsdichte des maximalen Fehlers und der Festigkeit Abbildung 6 2 Verteilungsdichte des maximalen Fehlers H a und Zusammenhang zur Verteilungsdichte der max Festigkeit 1 F o nach Pag03 Wegen der zuvor beschriebenen Tatsache dass die Versagenswahrscheinlichkeiten von LAC Festigkeiten nach Ranggr en sortiert ber einen bestimmten Bereich streuen k nnen stellt die Weibull Gerade nur eine M glichkeit dar eine Absch tzung der Festigkeit ber die Grundgesamtheit zu bestimmen Bei der Anwendung des Medians zur Ermittlung von F o wird nach W1104 diejenige Gerade dargestellt die im Mittel ungef hr die Wahrscheinlichste st Mit der Berechnung eines Vertrauensbereichs der Weibull Gerade sollte nachfolgend ermittelt werden wie stark deser vertraut werden kann Der Vertrauensbereich gibt f r eine bestimmte Aussagewahrscheinlichkeit an dass die gemessenen Werte mit dieser Wahrscheinlichkeit in diesem Bereich auftreten Wegen der meist symmetrischen Anordnung des Vertrauensbereichs zu
325. hteckiger Lochform und gitterf rmiger Innensteganordnung 160 6 Modell zur analytischen Beschreibung der Lochsteinfestigkeit e die Querstege besitzen einen geringeren Fl chenanteil an der Gesamtnettofl che des Steins als die L ngsstege e das Verh ltnis von Gr tkorn des Leichtzuschlags zu den kleinsten Abmessungen der Innenstege m Lochstein betr gt ca 2 Schritt un g Druckfestigkeit gt N Material Ba DO tr Aufstellung von math Beschreibungen der Funktionale verschiedenen S Beschreibung von Ptr DIN EN 1520 E f p o f pt E Modul amp pr gt mechan Kennwerte Biegezugfestigkeit d ka fp 0c auf Basis von a im Vergleich zu fenk p Ger bin HE und Druckfestigkeit 40ffe JL I Materialmodell auf Basis der DIN D EN 1520 bzw DIN 1045 in Abh gt o fl fe cn Eo von d Rohdichte O2 5 unten Statistische Auswertung d lt 00 f lt experimentellen Datens tze nach Weibull Modell 0 97 5 oben N 1 Versagen der L ngsinnenstege 4 auf Biegedruck oder zug Berechnung der Traglast N der Innenstege nach Theorie I und Il Ordnung In Sigma Nach Theorie I Ord N fs b t 2e Nach Theorie Il Ord auf der Grundlage von Euler N uz fob t 2e F wi Es 0 fe Eo n h Reduktionsfaktor du Lac N uz N 02 NI f e t h fe Eo F kit vgl Ritter Modell mit e
326. i den FE Simulationen eine Diskretisierung der Finiten Elemente mit einer L nge von 5 bis 10 mm gew hlt Denn nach Baz83 Kim04 wird empfohlen die Elementl nge gleich dem Rissabstand zu w hlen der bei Beton ungef hr dem dreifachen des Gr tkorndurchmessers entspricht Da das Gr tkorn bei den hier durchgef hrten Tests 8 mm betr gt w rde dies zu einer maximalen Elementl nge von 24 mm f hren Dabei wird f r den Beton ein isotropes Verhalten angenommen Neben dem Materialversagen des Leichtbetons sind bei der Ber cksichtigung struktureller Nichtlinearit ten die Lagerungsbedingungen zwischen den Lasteinleitungsplatten aus Stahl und der Betonoberfl che von Bedeutung Dieser Verbund infolge der m igen Querdehnungsbehinderung durch Reibung wird in der Simulation ber Reibkontakte s Abbildung 5 39 links oben zwischen den Lasteinleitungsplatten aus Stahl und den Proben aus LAC abgebildet Contact Contact Zentrischer Prisma h d 4 Zug b 0 0 4 TARGE170 CONTA173 L BresieriPister 5 nodes 3 D space 4 nodes 3 D space 7 Mohr Parane Res DOF UX UY UZ DOF UX UY UZ h d 4 Haftreibungskontakt 0 4 Ol fe Structural Solid Reinforced Solid 793 failure surface F h r 6 0 compressive meridian Le Fihr0 0 deviatoric plane N tensile N _ meridian LA LAS Ku SOLID45 SOLID65 8 nodes 3 D space 8 nodes 3 D space DOR UA UT UE DOF UX UY UZ Stahlplatten Beton LAC
327. ichbleibender Gesamtwanddicke oder auch n unterschiedlichen Festigkeitsklassen auszuf hren w ren wenn d nnere Tragschalen realisiert werden sollen Da der letzte Vorschlag aber f r ein Herstellwerk kompliziert und evtl auch unwirtschaftlich ist m ssten im Fall der 13 cm dicken inneren Tragschalen passend zum Steinsystem z B mit h herfestem Normalbeton zu verf llende U Schalen zur Ausbildung als Ringanker und unter schub bertragenden Decken und Einzelauflagern zur Lastverteilung angeboten werden Da der Nachweis f r die 17 5 cm dicke innere Tragschale auch als Dickbettmauerwerk der SFK 12 mit Normalm rtel MG II mit ausreichender Sicherheit Faktor 1 30 erf llt werden kann wird zus tzlich f r diese Tragschalendicke der Sandwich und Verbundkonstruktionen eine Parameterstudie zum Einfluss der Lagerfugenart auf die ben tigte Steinfestigkeitsklasse f r die in Hof07 dargestellte Belastungssituation nach DIN 1053 100 durchgef hrt Der Tabelle 7 2 ist zu entnehmen dass wenn vergleichsweise die Wand Pos W1 Abbildung 7 12 als Mauerwerkverband in D nnbettm rtel DM ausgef hrt wird die Steinnennfestigkeit bis auf 4 N mm SFK 4 gesenkt werden kann um nach wie vor die statischen Nachweise zu erbringen Dies bedeutet praxisrelevant dass die innere Tragschale mit Leichtbetonen mit Rohdichten lt 1300 kg m ausgef hrt werden kann vgl Abbildung 7 11 Dadurch wird eine deutliche Gewichtsreduktion bei gleichen Steinabmessungen erziel
328. ichtbeton f r den Leichtzuschlag aus Bl hton auch eine Querdehnzahl von u 0 28 und getrennt f r die Zementsteinmatrix Um 0 2 angesetzt Folglich lassen sich so die h heren Querdehnzahlen von LAC im unteren Rohdichtebereich erkl ren wo aufgrund des hohen Anteils an weniger steifen Leichtzuschl gen und durch die haufwerksporige Struktur die Querdehnungen gr er ausfallen als bei sef gedichten Betonen Diese Erkl rung wird vor allem f r LAC Betone im h heren Rohdichtebereich gt 1000 kg m best tigt wo sukzessiv Leichtsand und Bl htonzuschl ge gegen Normalsand und Kalksplitt volumetrisch ausgetauscht und die Haufwerksporigkeit dadurch reduziert wurde F r diese Mischungsrezepturen z B MSI und MS2 s Tabelle 4 2 ergeben sich Querdehnzahlen im Bereich von 0 19 bis 0 22 die sich somit im aus der Literatur bekannten Wertebereich von 0 15 lt u lt 0 25 f r sef gedichte Betone MC90 Fau03 bewegen vgl Abbildung 4 17 und Abbildung 4 18 Dieses Untersuchungsergebnis deckt sich generell auch mit Untersuchungen von Faust Fau03 welche allerdings an gef gedichten konstruktiven Leichtbetonen LC ALWAC mit Leichtsand SLWAC mit Natursand durchgef hrt wurden F r Leichtzuschl ge mit geringeren Kornrohdichten p resultieren tendenziell h here Querdehnzahlen als f r h here Kornrohdichten vgl Abbildung 4 19 84 4 Leichtbetonentwicklung 2 5 Pr 810 kg m SS 2 E O 4 15 z e Druckspannungs
329. ichtbetone an er ist aber im Gegensatz zu den anderen Leichtbetonarten ein in Autoklaven dampfgeh rteter massiver Baustoff und besteht aus einem Rohstoffgemisch von feingemahlenem Quarzsand Branntkalk bzw Zement Anhydrit bzw Gips Wasser und einem Porenbildner z B Aluminiumpulver Diese Mischung wird in Formen 82 Theoretische Grundlagen gegossen Durch chemische Reaktionen wird in der alkalischen M rtelsuspension Wasserstoffgas gebildet So entstehen viele kleine Gasblasen welche die ansteifende Mischung aufsch umen Diese Makroporen haben einen Durchmesser von 0 5 bis 1 5 mm vgl Por02 Nach dem Ansteifen werden die Bl cke und Elemente mit Stahldr hten in Form geschnitten Porenbetone weisen in der Regel einen Rohdichtebereich von 300 bis 1000 kg m und W rmeleitf higkeiten ab 0 09 W mK auf Bos08 2 1 1 4 Haufwerksporiger Leichtbeton LAC Diesen zuvor genannten gef gedichten Leichtbetonen stehen jene mit porigem Gef ge gegen ber die als haufwerksporige Leichtbetone Lightweight Aggregate Concrete with open structure LAC bezeichnet werden vgl Abbildung 2 2 Bei haufwerksporigen Leichtbetonen LAC wird die Sieblinie der Zuschlagsk rner derart ausgew hlt dass in Abh ngigkeit von dem Verdichtungsprozess und der Korngr enverteilung ein m glichst gro es Hohlraumvolumen zwischen den einzelnen Zuschl gen entsteht Dies geschieht durch das Auslassen oder Reduzieren einzelner Korngruppen bei der Erstellung der S
330. ichtlineare 5 2 Bestimmung der Traglast kleinformatiger Wandscheiben vs Lochsteinfestigkeit 113 Regression der untersuchten Leichtbetonrezeptur bei einer Probendicken von 56 mm Allerdings ist auch ersichtlich dass die Festigkeiten f r die Wandscheiben mit 28 und 40 mm dicken Scheibenquerschnitt im Mittel nicht signifikant niedriger liegen Im Vergleich zu den ca 20 bis 22 mm dicken Innenstegen im untersuchten Lochstein Vbl SW 20 DF w ren 28 mm dicke Stege bei einem Gr tkorn von 8 bis 10 mm in statischer Hinsicht deutlich vorteilhafter Mit dieser Innenstegdicke sollte auch noch ein Stein mit entsprechend g nstigen W rmed mmeigenschaften konstruierbar sein Des Weiteren sind in diesem Diagramm die Mittelwerte aus mindesten 6 Einzelwerten von W rfeldruckversuchen der gleichen Mischungsrezeptur mit Kantenl ngen von 40 bis 175 mm eingetragen Die beschriebenen W rfel wurden ebenfalls aus denselben Vollbl cken zu einem fr heren Zeitpunkt geschnitten Da das Probenalter allerdings in beiden F llen deutlich ber 28 Tage lag kann gerade durch die Verwendung eines Zementes CEM I 52 5N davon ausgegangen werden dass die Hydratation zum Testzeitpunkt abgeschlossen war und dies keinen wesentlichen Einfluss auf die Druckfestigkeitsunterschiede mehr hat 10 00 T omm 80 mm 9 00 vi 20 lt di lt 80mm 20 lt di lt o 0 lt di lt 80mm oo 8 er d 80 mm 80 mm 8 00 Ycubes mean 8E 05xX 0 0099x 6 1354 N
331. ie II Ordnung auf der Grundlage der DIN 1045 Verlag Ernst und Sohn Berlin Beton und Stahlbetonbau Vol 77 Heft 6 S 145 150 1982 Sabha A Tragf higkeit von schlanken Druckgliedern aus Beton und Mauerwerk Bautechnik Vol 83 Heft 8 Verlag Ernst amp Sohn S 550 554 2006 L 6 Sag0l Sag99 Sag99b Sal06 Sch106 Schl01 Schle02 Schle75 Schle75b Schn05 Schn98 Schu00 Schu91 Schu92 Schw06 Sie08 ISpi01 Spi75 Sta06 Tau05 The75 Th105 Th106 9 Literatur Sagmeister B Rohowski H Einflussm glichkeiten auf den Bezugsfeuchtegehalt von Betonen Erschienen in Das Mauerwerk Ernst amp Sohn Verlag Heft 1 2001 Sagmeister B Rezeptoptimierung von haufwerksporigen Leichtbeton Erschienen in Betonwerk Fertigteiltechnik Heft 11 Vol 65 Bauverlag GmbH Wiesbaden 1999 Sonderdruck S 70 79 Sagmeister B Mauersteine W rmed mmend mit haufwerksporigen Leichtbeton Erschienen in Betonwerk Fertigteiltechnik Heft 7 Vol 65 Bauverlag GmbH Wiesbaden 1999 S 48 55 Sall H Quenard D Determination of thermal conductivity dynamic method Erschienen in Cahier du CSTB Juin 2006 Schie l E H P Skriptum zur Grundvorlesung in Baustoffkunde Teil D Beton Technische Universit t M nchen Lehrstuhl f r Baustoffkunde und Werkstoffpr fung Stand Januar 2006 Schlaich J Sch fer K Konstruieren im Stahlbetonbau Betonkale
332. ie auf allzu viele Sondersteine und formate verzichten k nnen Unter Sondersteinen werden z B Ecksteine getrennt f r Innen und Au enecken sowie spezielle U und L Schalen f r Unterz ge und Ringanker verstanden F r diese im nachfolgenden vorgestellten Ecksteinl sungen wird die Anzahl der speziellen Steine zur Vermeidung von W rmebr cken auf das N tigste reduziert indem Mindestdicken der Tragschalen von 175mm f r die Sandwichkonstruktion gew hlt werden Diese Mindestinnenwanddicken sind zur Einhaltung der statischen Randbedingungen z B nach DIN 1053 100 bzw EC 6 n tig um gerade m Bereich der Lasteinleitung von gro en Einzellasten z B der Auflagerung von Deckenunterz gen eine ausreichende Stabilit t der Wand gegen Knicken bzw lokaler berschreitung der Mauerwerksfestigkeit sicherzustellen Deshalb m ssen f r diese vereinfachten Ecksteinl sungen auch haufwerksporige Leichtbetone ausgesucht werden die mindestens eine Trockenrohdichte von 1300 kg m aufweisen um die angestrebte Festigkeitsklasse 12 SFK 12 zu erzielen Die Abbildung 7 3 und Abbildung 7 4 zeigen verschiedene M glichkeiten zur Reduktion von Sondersteinen zur Eckausbildung und f r den Deckenauflagerbereich von den zuvor vorgestellten Sandwichkonstruktionen auf Das besondere dieser Ecksteinl sungen ist dass die Innen und Au enecken mit nur einem Sonderstein hergestellt werden k nnen m Gegensatz zu den auf dem freien Markt gefundenen Sandwichkonstrukti
333. ieblinie Im Extremfall wird nur eine Korngruppe aus groben Zuschlagsfraktionen z B 4 8 oder 8 16 mm verwendet dann spricht man von Einkornbetonen oder im englischen Sprachgebrauch auch sinnbildlich von No fines Concretes vgl EMOI1 Cem97 Die Zementleimmenge und der Feinm rtelanteil werden bei dieser Art der Leichtbetone derma en reduziert dass d e Zuschl ge nur mit Zementleim umh llt und punktweise untereinander durch einen sogenannten Punkt zu Punkt Kontakt verkittet werden An diesen Kontaktpunkten formt der Zementleim einen Meniskus aus der f r den Zusammenhalt der Leichtzuschl ge untereinander verantwortlich ist Bor05 und dem Leichtbeton neben der Leichtzuschlagsfestigkeit selbst seine Festigkeit gibt ber diese optisch sichtbaren Menisken zwischen den Zuschl gen werden die physikalischen Bindungskr fte besonders im Frischbeton f r eine hohe Gr nstandfestigkeit aktiviert H here Festigkeiten werden z B durch die Zugabe von Feinstzuschl gen wie Leicht 0 4 mm und Normalsand 0 2 mm erzielt da diese das Zementleimvolumen und die ausgebildeten Menisken zwischen den Leichtzuschl gen vergr ern Allerdings erh hen sich bei dieser Vorgehensweise durch die Verringerung der Haufwerksporigkeit auch die Rohdichte und W rmeleitf higkeit vgl Abbildung 2 2 c und d Bei haufwerksporigen Leichtbetonen ist es besonders schwierig Entmischungen und ein Absinken des Zementleims in die teils zusammenh ngenden Ho
334. ierung eines gleichm igen W rmeflusses Dabei soll keine Temperaturdifferenz ber die Gegenheizplatte auftreten Die Heizplatte wird daher auf der freien Seite ber eine Zwischenschicht aus Styropor durch die Gegenheizplatte abgeschirmt deren Temperatur so geregelt wird dass zwischen beiden Heizelementen keine W rme bertragung stattfindet Au erhalb der Messkammer sind zwei Kryostaten zur Temperierung der K hlplatten und der Wandung der Messkammer als Gradientenschutz sowie eine Steuer bzw Mess und Regeleinheit die ber ein Computerprogramm angesteuert wird installiert s Abbildung 3 1 links oben Luftzwischenr ume zwischen den Heiz und K hlelementen innerhalb des verwendeten Plattenger tes mit Gradientenschutz werden durch d nne Ausgleichsschichten aus weichem Moosgummi und M rtelschichten zum Abgleich von rauhen oder profilierten Steinoberfl chen deren W rmeleitf higkeit im Bereich des Scherbenmaterials der Mauersteine liegt vermieden vgl Abbildung 3 1 rechts Die Ausgleichsmatten aus Moosgummi Kontaktplatten werden bei starren Probek rpern verwendet damit die Thermoelemente vollfl chig an die Probenoberfl che durch die Eigenlast der K hl und Heizplatten angepresst werden Der gemessene Lambda Wert bzw die gemessenen Probenmitteltemperaturen s nd ber einen gem DIN EN 12664 2001 Anhang A 3 6 3 zu ermittelnden Faktor zu korrigieren Dies kann programmintern durch die Messsoftware geschehen Die um den Korre
335. igen Prismen zur Absch tzung eines m glichen Gr eneffektes auf die Biegezugfestigkeit als auch zum anderen die Ermittlung der Querdehnzahl der Betone Durch die Auswertung dieser zus tzlichen Kennwerte in Abh ngigkeit der Trockenrohdichte und Druckfestigkeit der Betone lassen sich weitere bemessungsrelevante Parameter mathematisch n Abh ngigkeit weniger praxisrelevanter und vor allem einfach zu bestimmender Kenngr en beschreiben Da aus der Marktstudie in Kapitel 3 hervorging dass nicht nur die deklarierten Rohdichten und W rmeleitf higkeiten ber sondern auch die deklarierten Zielfestigkeiten der Steine deutlich unterschritten wurden werden in Kapitel5 weitergehende Versuche zum Einfluss von Lochsteingeometrie und Innenstegschlankheiten vollzogen Im Zuge dessen werden auch die Verh ltnisse von verwendetem Gr tkorn der Gesteinsk rnung zu kompakten Pr fk rpern wie W rfeln und kleinformatigen Wandscheiben bzw Innenstegen aus Lochsteinen mit unterschiedlichen minimalen Kantenl ngen analysiert Durch diese Untersuchungen wurden zudem Literaturangaben f r Normalbeton auch f r LAC belegt dass das optimale Verh ltnis von Gr tkorn zur vorhandenen kleinsten Kantenl nge f r nicht stabilit tsgef hrdete Probengeometrien mindestens dem 3 5 fachen des Gr tkorndurchmessers betragen sollte Die systematischen Untersuchungsserien in Kapitel 5 tragen direkt zu einem besseren Verst ndnis des Einflusses von Innenstegschlankheiten
336. igen zum Beispiel dass nur eine geringe Abweichung zu den mittels 3D FE Analysen m Vorfeld prognostizierten U Werten zu den wirklich gemessenen Werten besteht 198 8 Zusammenfassung und Ausblick Mittels dieser entwickelten Untersuchungsmethodik und dem Modell zur Bestimmung der Lochsteinfestigkeit kann langfristig eine Vorhersage der Lochsteinfestigkeit auf Grundlage von wenigen wesentlichen mechanischen und thermischen Kennwerten von LAC unter Ber cksichtigung des Geometrieeinflusses der Innenstege in monolithischen Mauersteinen aus LAC erfolgen Aus diesen Erkenntnissen und aus der bereits vollzogen Prototypentwicklung lassen s ch nachhaltig optimierte Steinsysteme entwickeln die den steigenden Anforderungen an die thermischen und mechanischen Eigenschaften von Geb udeh llen m Rahmen sich versch rfender europ ischen Richtlinien zur Energieeffizienz von Wohngeb uden gerecht werden 8 2 Ausblick Aufbauend auf den zur Zeit notwendigen mechanischen Eingangskenngr en f r das erarbeitete Traglast und Bruchmodell zur Beschreibung der Lochsteinfestigkeit ergibt sich als Ausblick f r zuk nftige Forschungsarbeiten e Das Traglastmodell welches f r Lochsteine mit gitterf rmiger Innenstegstruktur aus LAC entwickelt und f r LAC Betone aus Bl hton und Bimszuschl gen verifiziert wurde k nnte zuk nftig durch Versuche an Lochsteinen aus anderen Baustoffen erweitert werden Dies w ren z B Leichtbetone mit anderen Zuschlagsar
337. im Labor als auch in Gro versuchen in der Steinfertigung vorgestellt Dabei erm glichen umfangreiche Versuche an LAC Probek rpern in einem Rohdichtebereich von 500 bis 2000 kg m eine gezielte Ermittlung von Verh ltniswerten zwischen der Rohdichte und der W rmeleitf higkeit einerseits sowie der Festigkeit und weiterer bemessungsrelevanter Kennwerte andererseits Grundlegend wurden bei der Herstellung der Leichtbetone auch unterschiedliche Arten von Leichtzuschl gen und Betonzusatzmittel erprobt Diese empirischen Untersuchungen erm glichen es dass das thermische und mechanische Materialverhalten von LAC mathematisch in Abh ngigkeit einer variablen Rohdichte beschreibbar wird Wegen der nicht zufriedenstellenden Ergebnisse aus der Markstudie werden neben den Materialkennwerten von LAC auch weitere Einflussfaktoren wie z B Gr en und Schlankheitseffekte von Probek rpern und Mauersteinen bzw kleinformatigen Wandscheiben aus Innenstegen von Lochsteinen anhand einer Standardbetonrezeptur auf die resultierende Druckfestigkeiten detailliert untersucht Zus tzlich werden auch kombinierte Einflussfaktoren an Mauersteinausschnitten empirisch und durch finite Elemente Simulationen mittels des Programms ANSYS numerisch analysiert um im Anschluss ein f r die Bemessungspraxis anwendbares analyt sches Modell auf Grundlage der Elastizit tstheorie zur Prognostizierung der Festigkeit von Lochsteinen gegen ber der reinen Materialfestigkeit herzulei
338. im ate haufwerksporigen als auch bei gef gedichten Leichtbetonen verl uft die Kennlinie linear bis zu einer gewissen Grenzfestigkeit vgl St tzkorn und small aggregates Kapitel 2 3 Zementleim and paste Das Tragverhalten von LAC unter Zug und Constructive LWAC Leichtbeton mit geschlossenem Gef ge Abbildung 2 16 Einfluss des Gef geaufbaus von haufwerksporigen Leichtbeton LAC auf den Lastabtrag nach Sag99 Biegezugbeanspruchung wird analog der Druckbeanspruchung von den Festigkeits und Steifigkeitsverh ltnissen der beiden einzelnen Komponenten Zuschlag und Matrix bestimmt Daneben h ngt die Zugfestigkeit der LAC Betone aber auch von den ausgebildeten Menisken aus Zementleim und deren Anzahl m Gef ge zwischen den Grobzuschl gen zur punktuellen bertragung der Zugkr fte ab Generell ist allerdings festzustellen dass das Tragverhalten von LAC auf Biegezug in der Literatur kaum und auf zentrischen Zug so gut wie gar nicht dokumentiert ist Faust Fau03 stellt f r gef gedichten Leichtbeton fest dass f r die Zugfestigkeit vor allem das E Modul Verh ltnis von Matrix zu Zuschlag entscheidend ist Je geringer der Unterschied der E Module ist desto besser k nnen die Festigkeiten ausgenutzt werden Zudem betrachtet Faust auch den Einfluss des Querdehnzahlen Verh ltnisses von Zuschlag u 0 28 und Matrix Um 0 2 und stellt fest dass der Unterschied der Querdehnzahlen einen kleinen Einfluss auf die Span
339. in der Literatur genannten Bandbreite von 0 15 lt u lt 0 25 Zylinder aus Produktionsversuch Dieses Ergebnis ist auch f r die Bemessungspraxis dienlich um aus den Druckbelastungen von kompakten Bauelementen oder Proben wie W rfeln Zylindern und Vollsteinen die resultierenden 4 8 Weitere bemessungsrelevante mechanische Eigenschaftswerte von LAC 87 Querdehnungen infolge der vertikalen Belastung und damit folglich die Querzugspannungen m Bauteilquerschnitt absch tzen zu k nnen Die Querzugspannungen sind letztendlich f r das Versagen von Betonen unter Druckbelastung verantwortlich da durch die Ausbildung von Mikrorissen in der Gef gestruktur das innere Tragsystem aus Zementstein bzw Punkt zu Punkt f rmiger Verkittung der Zuschl ge und Leichtzuschl ge selbst versagt F r die weiterf hrenden Untersuchungen in Kapitel 5 an kleinformatigen Wandscheiben und Proben aus Mauersteinausschnitten der Mischungsrezeptur Pl mit Bl htonzuschl gen und einer Trockenrohdichte von 800 bis 850 kg m wird daher zur Modellierung des Tragverhaltens und zur Bemessung der Querschnittstragf higkeit eine aus den Versuchen an Bl htonbetonen erzielte mittlere Querdehnzahl von 0 25 zu Grunde gelest 4 8 4 Biegezugfestigkeit Vergleich zwischen gemessenen und prognostizierten Werten Mauerwerk Mauersteine und nat rlich auch der Baustoff Beton wie hier im Speziellen der haufwerksporige Leichtbeton weisen im Allgemeinen eine geringe Zugfestigkeit
340. indikator ber die sogenannte Safety Margin oder den Safety Factor identifiziert werden Diese Indikatoren beschreiben das Verh ltnis von den berechneten Hauptzugspannungen zu den Grenzzugfestigkeiten s Gl 5 6 Auch mit ver nderten Randbedingungen wie konisch verlaufenden Stegen und Haftreibung statt einer vollen Querdehnungsbehinderung durch eine Festeinspannung treten relativ hohe Hauptzugspannungen bzw negative Werte der Safety Maren im Bereich der Querstege im Abstand von ca 1 cm unterhalb der Lasteinleitungsfl che auf s Abbildung 5 36 und Anhang C Allerdings treten bei den linear elastischen Berechnungen mit konischen Stegen die absoluten Werte der Hauptzugspannungen nicht im Querstegbereich sondern in der oberen Steinh lfte mit d nneren L ngsstegenden auf Zu beachten ist jedoch dass die Querstegbereiche aufgrund ihres geringeren E Moduls bei Annahme von linear elastischem Materialverhalten auch eine geringere Materialzugfestigkeit als in den L ngsstegbereichen aufweisen m ssen Diese f r L ngs und Querstegbereiche unterschiedlichen LAC Grenzfestigkeiten werden bei den nicht linearen FE Berechnungen ber cksichtigt vgl Tabelle 5 7 Anscheinend kann aber auch die Umlagerung der Zugkr fte auf die Querstegbereiche durch die kreuzende Rippengeometrie mit dem linear elastischen Materialmodell und der Geometrierandbedingung der konisch zulaufenden Innenstege nicht so gut abgebildet werden Genauer kann das real
341. indungsstellen die zum Kornbruch f hren k nnen Je runder die Gestalt des Leichtzuschlags ist desto geringer sind zudem oberfl chliche Kerbspannungen die sich festigkeitsmindernd auswirken Bei nat rlichen Leichtzuschl gen wie Bims darf die Oberfl chenrauheit aber auch nicht zu gro werden damit gen gend Zementleim zur Ausbildung der Punkt zu Punkt Verkittung zwischen den Zuschl gen zur Verf gung steht Durch das Einbringen von feineren Zuschl gen als St tzkorn sowie einem h heren Zementleimgehalt wird der Lastabtrag ber die Grobzuschl ge gleichm iger verteilt und gerade Kerbzugspannungen verringert Eine f r die Festigkeit optimale Sieblinie ist dabei diejenige mit einer m glichst dichten Packung wobei die Leichtzuschl ge selbst viele feinverteilte geschlossene Luftporen aufweisen sollten damit die W rmeleitf higkeit des Betons nicht allzu sehr erh ht wird Dabei wurde sich f r die eigene weitergehende Leichtbetonentwicklung an die Fullerparabel bzw die Sieblinien AB bzw BC der DIN 1045 orientiert Dies steht auch in Einklang mit Aussagen aus Sag99 Bei gleichbleibendem Zementgehalt kann ber die Wahl der Sieblinie die Festigkeit in einer gewissen Bandbreite gesteuert werden Der bergang zum gef gedichten Leichtbeton ist jedoch flie end wie auch nachfolgende Abbildung 2 16 aus Sag99 zeigt Durch eine Erh hung des Feinkornanteils und des Zementgehaltes werden zunehmend die Luftzwickel des LAC Betons ausgef llt
342. insbesondere Herrn C Rebitzer von Eurobeton S A und Herrn Raach von Chaux de Contern S A f r ihre engagierte Unterst tzung bei der Durchf hrung von Werksversuchen Herrn Dipl Ing S Weisheit danke ich f r die Korrekturen der Erstfassung dieser Arbeit und f r die motivierenden fachlichen Diskussionen sowie seine freundliche Art Meinen direkten B rokollegen wie z B Herrn Dipl Ing V Bungard und Herrn Dr Ing Th Thielen danke ich ebenfalls f r die motivierenden konstruktiven Diskussionen und f r die kollegiale freundschaftliche Zusammenarbeit Weiterhin danke ich den technischen Mitarbeitern die mit unerm dlichem Einsatz mithalfen Laborversuche zu realisieren Ein spezieller Dank gilt Herrn C Coll Herrn C Bruy re Herrn E Weyer Herrn R Reiter Herrn K Adam Herrn G Klein und Herrn A Stemper Frau S Drees m chte ich sehr herzlich n privater Hinsicht und f r hre administrative Unterst tzung der Ingenieurgruppe an der Universit t Luxemburg danken Und auch herzlichen Dank an alle anderen Kollegen die versehentlich n cht genannt worden sind Bei meiner Familie m chte ich mich zutiefst f r den liebevollen R ckhalt und das gro e Vertrauen in meine Person bedanken Insbesondere mein Freund Dirk hat mir durch seine moralische Unterst tzung stetige Anteilnahme und Geduld das Erreichen des Ziels erm glicht Die Ver ffentlichung der Dissertation erm glichte der Fonds National de la Recherche Luxembourg FNR auf
343. inzelwerte Nexp bt der Wandscheibenversuche V2 T1 bis T3 aus den mittleren Innenstegen aus Lochsteinen Lochstein Serie V2 Serien Nr Abmessungen Streuband Nexp bt Mittelwert ug N mm IN mm B x H xt mm V2 T1 en mt verte wa sec V2 T2 E 5 36 OS mm vereze men 5 29 V2 T3 V2 T3 22 80x238x22 3 6 lt Nexp Dt lt 6 0 4 95 80x238 mm Wie die graphische Auswertung zwischen den auf der Abszisse dargestellten berechneten zu den auf der Ordinate aufgetragenen gemessenen Tragf higkeiten Nexp bt in Abbildung 6 5 zeigt ergibt sich auch f r die Lochstein Innenstege aus LAC wiederum eine sehr gute bereinstimmung zwischen den nach DIN EN 1520 auf Grundlage des Ritter Modells berechneten zur gemessenen Tragf higkeit Somit kann auch das Traglastverhalten einzelner Innenstege aus Lochsteinen mit teils ungleichm iger Bef llung und Verdichtung der Stege mittels des Bemessungsansatzes nach DINEN 1520 gut beschrieben werden 6 1 Auswertungsmethoden zur Modellbildung 157 7 50 80 mm wi 20 lt di lt 22mm 80 mm D an o N xp bt N mm Wu O gt Wu CH gt CH CH o O1 o 3 00 3 50 4 00 4 50 5 00 5 50 6 00 6 50 7 00 7 50 N bt N mm V2 T2 22 DIN 1045 1 Mean V2 T2 22 EN 1520 Ritter Mean V2 T2 22 EC2 Gol08 Mean V2 T3 22 Din 1045 1 Mean V2 T3 22 EN 1520 Ritter Mean V2 T3 22 EC2 Gol08 Mean A
344. ion ist nicht mit derjenigen von gef gedichten Betonen vergleichbar Sie stellt nach Kuch Kuc92 ein Grenzgebiet der Formgebung und Verdichtung dar welches durch die steife Frischbetonkonsistenz die Anwendung von Auflasten die Frischentformung und die geringe Verdichtungsdauer gekennzeichnet ist Die Verdichtungsdauer betrug vergleichsweise f r die eigenen Gro versuche je nach verwendeter Schalungsform und Betonrezeptur zwischen 2 bis 5 5 Sekunden Die Erregerfrequenzen am Vibrationstisch des Brettfertigers schwankten dabei ebenfalls in Abh ngigkeit von der Rezeptur und Schalungsform in einer Frequenzbandbreite zwischen 44 und 50 Hz f r die Hauptvibration w hrend des Herstellprozesses Diese angewendeten Maschinenparameter liegen in der optimalen Frequenzbandbreite und Bereich der Verdichtungsdauer die in der Literatur blicherweise zitiert werden vgl Kap 2 1 4 Durch eventuell vorhandene Bef llungsm ngel k nnen dar ber hinaus im Verdichtungsprozess Rohdichteunterschiede und Geometrieabweichungen ber den Steinquerschnitt gerade f r monolithische Steine mit filigranen Innenstegstrukturen entstehen Generell liegen zu diesen Effekten bei den Produzenten nach Kuc06 viele individuelle Erfahrungen vor wobei aber die theoretischen Grundlagen noch weitgehend fehlen Deshalb sind auch einige der eigenen experimentellen Untersuchungsergebnisse mit Variationskoeffizienten von bis zu 20 und resultierenden unterschiedlichen Druckfestigkei
345. ird eine bezogene dimensionslose Schreibweise der einaxialen Spannungs Dehnungs Beziehnung zur einheitlichen nichtlinearen Beschreibung eingef hrt um auf Grundlage von wenigen charakteristischen Materialkennwerten und analytischen Gleichungen das Werkstoffverhalten von LAC wirklichkeitsnah beschreiben zu k nnen s Abschnitt 2 3 In Kapitel5 und 6 werden f r die experimentell bestimmten Traglasten von kleinformatigen Wandscheiben aus Innenl ngsstegen aus Lochsteinen Traglastfaktoren mittels der im Vorfeld ermittelten Materialkennwerte berechnet Diese so bestimmten Abminderungsfaktoren Ou y zur Ermittlung der Traglast berechnet nach Theorie I und II Ordnung werden mit Traglastfaktoren Abminderungsfaktoren f r unbewehrte W nde bestimmt auf Basis von normativen Werkstoffgesetzen aus dem Beton und Mauerwerksbau verglichen Die Gegen berstellung von berechneten zu experimentell bestimmten Abminderungsfaktoren soll die Eignung bereits existierender normativer Ans tze hinsichtlich einer Modellierung des Werkstoffverhaltens und der Prognostizierung der Traglast verdeutlichen weshalb die verwendeten normativen Berechnungsverfahren und Materialgesetze Kap 2 3 m Folgenden vorgestellt werden Dieses Vorgehen dient im weiteren Verlauf der kritischen Bewertung vorhandener Ans tze zur Herleitung theoretischer Berechnungsverfahren f r die Querschnittstragf higkeit die Biegesteifigkeit und die Systemtragf higkeit von Wandscheiben die aus M
346. ische Betonzusatzmittel der Mischung hinzugeben F r haufwerkporige Leichtbetone s nd vor allem Stabilisierer ST Betonverfl ssiger BV und Flie mittel FM zu nennen Der Literatur Sag99 st zu entnehmen dass gerade mit auf die Mischungsrezeptur abgestimmten Flie mitteln und Betonverfl ssigern die Festigkeiten von haufwerksporigen Leichtbetonen bis zu 10 gesteigert werden k nnen oder sich bei gleicher Festigkeit Zement einsparen lie e Diese Festigkeitssteigerung wird auf die dispergierende Wirkung des Betonverfl ssigers bzw Flie mittels zur ckgef hrt Gesteinsk rnungen Zur Herstellung von Leichtbeton und m speziellen haufwerksporigen Leichtbeton LAC werden die Normalzuschl ge w e Sand und Kiese durch Zuschl ge mit hoher Kornporosit t sogenannte leichte Gesteinsk rnungen ausgetauscht Dadurch wird wie bereits erw hnt das Eigengewicht des Betons reduziert und vor allem die bauphysikalischen Eigenschaften w e die W rmed mmung verbessert Zu unterscheiden sind nat rliche von industriell hergestellten bzw rezyklierten Leichtzuschl gen wobei auch dort die Rohstoffe zumeist nat rlichen Ursprungs sind In Abbildung 2 5 sind exemplarisch die Kornrohdichten der g ngigsten Leichtzuschl ge gegen ber der normalen Gesteinsk rnung links und gegen ber der Sch ttdichte der jeweiligen Leichtzuschl ge rechts dargestellt In der Praxis werden zur Mauersteinherstellung 1 d R Bl hton Bl hglas und Naturbims angewend
347. ismen mit quadr Grundriss cm 150 1 05 b Pos Po S Normalbeton Kantenl nge des prismatischen 0 87 Grundrisses cm Wolf Wol08 W rfel von 0 89 F r gef gedichten Leichtbeton ALWAC werden in Fau03 anhand eigener Versuchs und Literaturauswertungen unabh ngig von der Festigkeitsklasse der Leichtbetone die in Tabelle 5 1 dargestellten Formfaktoren angegeben Wie der Vergleich zu den normativen Werten aus DIN 1045 1 bzw EC2 oder EN 206 1 f r Normalbeton zeigt sind die von Faust Fau03 angegebenen 96 5 Untersuchungen zum Gr en und Schlankheitseffekt auf die resultierende Festigkeit Umrechungsfaktoren zum Einfluss der Probengr e von unterschiedlichen W rfelformaten geringer Dies f hrt Faust auf die weniger steifen Leichtzuschl ge im gef gedichten Leichtbeton zur ck Wie auch bereits f r LAC nach DIN EN 1520 s Tabelle C 1 festzustellen sinkt der Einfluss unterschiedlicher Pr fk rpergr en in Form von Umrechnungsfaktoren fast auf 1 0 je geringer die Druckfestigkeit des Betons und die Steifigkeit der verwendeten Gesteinsk rnungen ist Neuere Literaturstellen von Siech Sie08 Wolf Wol08 Kasten Kas80 und Beer Bee05 zum Einfluss der Pr fk rpergestalt auf die Druckfestigkeit wurden ebenfalls ausgewertet Die Angaben in Kas80 und Bee05 beziehen sich auf die Gestaltsfaktoren von Mauersteinen und werden in Abschnitt 5 1 4 behandelt Angaben aus Sie08 und Wol08 sind jedoch nicht unbedingt auf da
348. issmodell mit gerissenem Querstegbereich links reale gerissene Probe S1 im Querstegbereich rechts Anhand der berechneten Hauptspannungsrichtungen l sst sich bereits erkennen dass die Hauptdruckspannungen 6 durch den Rissverlauf von der Lotrechten abgelenkt werden s Abbildung 5 51 Auch der Verlauf der Hauptzugspannungen o wird durch den Riss ma geblich bestimmt indem sie im Bereich der Risskante und in der oberen linken Ecke senkrecht zur Rissebene verlaufen s Anhang C Abbildung C 22 wodurch weitere Risse im Querschnitt parallel zur Rissebene entstehen k nnen s Abbildung 5 53 Die mittleren Hauptspannungen oz verlaufen entsprechend der Normalspannungshypothese senkrecht zu der Hauptspannungsrichtung o Der aufgrund der fortschreitenden Rissbildung gesch digte Querschnittsteil kann sich infolge weiterer Laststeigerung nicht mehr am vertikalen Lastabtrag beteiligen so dass die ehemals zentrische u ere Belastung durch die Umlagerung der Last in ungesch digte Bereiche zunehmend exzentrisch auf den 146 5 Untersuchungen zum Gr en und Schlankheitseffekt auf die resultierende Festigkeit Gesamtquerschnitt wirkt s Stabwerkmodell Abbildung 5 52 Des Weiteren ist zu beachten dass die reale Gef gestruktur von LAC haufwerksporig ist Dadurch erfolgt der Lastabtrag zus tzlich ber einen Punkt zu Punkt Kontakt zwischen den Leichtzuschl gen der auf Zug mehr oder weniger instabil wird so dass eine gleichf rmige Lastdurchleitu
349. isten Schwingtisch 7 Tischfeden Abbildung 2 7 Schematische Darstellung der Formgebungs und Verdichtungsausr stung eines Betonsteinfertigers links Schw06 Bild aus Gro versuch rechts Der Herstellprozess solcher Betonsteine stellt nach Kuch Kuc92 ein Grenzgebiet der Formgebung und Verdichtung dar welches durch die Verarbeitung steifer Betongemenge die Anwendung von Auflasten die Frischentformung und durch eine geringe Verdichtungsdauer charakterisiert ist Nach experimentellen Untersuchungen von Kuch Kuc92 kann der eigentliche Verdichtungsprozess als dynamischer Vorgang mit flie endem bergang in verschiedenen rheologischen Zust nden aufgefasst werden Dabei wird der Verdichtungsproze in drei Phasen untergliedert die in Kuc92b n her beschrieben werden Diese in Abbildung 2 8 rechts dargestellten drei Phasen I bis MI stellen demnach Verdichtungsetappen dar deren rheologischer Zustand durch die Modelle von Bingham trockene Coulombsche Reibung plastisch Phase I ber die gleichzeitige Wirkung von trockener Reibung und viskosen Widerstand im Frischbeton Phase II bis zur vollst ndigen Umwandlung der Coulombschen in viskose Reibung Modell Kelvin Voigt elastoviskos Phase III beschrieben wird Die Ausbildung der drei Phasen ist ma geblich abh ngig von der Verdichtungsintensit t der Verdichtungsdauer in Sekunden und dem angewendeten Verdichtungsverfahren In der Phase I wird die zuf llig bestehende St
350. iteren Luftkammern die zudem mit einer mineralischen Perlitf llung zur W rmed mmung verf llt sind s Abbildung 6 12 rechts Der verwendete Bl htonleichtzuschlag weist bei diesem Stein einen Gr tkorndurchmesser von 8 mm auf F r beide zus tzlich untersuchten Steine besteht somit ein Gr tkorn zu Mindestkantenl nge der Innenstege Verh ltnis zwischen 1 9 und 2 4 Das Verh ltnis f r den f r die Modellbildung verwendeten Referenzstein V2 betr gt ca 2 0 Wie bereits in Kapitel 5 1 detailliert erl utert konnte f r alle untersuchten W rmed mmsteine der Marktstudie aus LAC ein Verh ltnis in der Gr enordnung um 2 0 festgestellt werden Damit kann der in Kapitel 5 1 diskutierte Einfluss des Bef llung und Verdichtung sowie des Gr eneffektes ber den Ansatz der Materialkennwerte f r den einzelnen Stein als konstant betrachtet werden 6 3 Validierung des Modelle an Mauersteinen aus der Markistudie 171 300mm 497mm 24 mm Abbildung 6 12 Lochsteingeometrie des Vbl SW Blocks E links und Hbl Blocks K rechts Zus tzlich wird f r den Vbl Lochstein mit der Kennung E genauso wie f r die Versuchsserie V2 ein Pr fk rper S1 als Steinausschnitt mit 2 Luftkammern durch vertikale S geschnitte hergestellt und im Druckversuch getestet s Abbildung 6 13 Diese Lochsteinausschnitte erhalten nachfolgend die Bezeichnung E S1 300mm Abbildung 6 13 Darstellung des Zuschnitts des Lochsteins E zum Erhalt
351. itut f r Bauforschung RWTH Aachen Oktober 2000 Berto L Saetta A Scotta R Vitaliani R Failure mechanism of masonry prism loaded in axial compression computational aspects Materials and Structures Vol 38 pp 249 256 2005 Berndt E Zur Druck und Schubfestigkeit von Mauerwerk experimentell nachgewiesen an Strukturen aus Elbsandstein Die Bautechnik Heft 4 S 222 234 1996 Bieger WB Lierse J Roth J Stahlbeton und Spannbetontragwerke Bemessung und Konstruktion 2 Auflage Springer Verlag Berlin Heidelberg 1995 Bonzel J Ein Beitrag zur Frage der Verformung des Betons Beton 21 Heft 2 S 57 60 Heft 3 S 105 109 1971 Bornemann R Untersuchungen des Frisch und Festbetonverhaltens Erdfeuchter Betone Schriftenreihe Baustoffe und Massivbau Heft 4 Kassel University Press GmbH Dissertation 2005 Bosold D Leichtbeton Erschienen in Zement Merkblatt Betontechnik Nr B13 Verein Deutscher Zementwerke e V BetonMarketing S d GmbH Bauverlag Wiesbaden April 2008 Brameshuber W Vorlesungsskript Vertieferstudium Betontechnologie Bruchhypothesen 2003 Brameshuber W Graubohm M Theoretische und Praktische Untersuchungen zur Bestimmung der Druckfestigkeit von Mauerwerkspfeilern aus Kalksand und Porenbetonvollsteinen Erschienen in Mauerwerk 12 Ernst amp Sohn Berlin Heft 2 S 74 80 2008 Brauer N Heinecke S Neues Bemessungskonzept und seine Anwendung in der Baupraxis Bemessung im
352. keit e Herstellung von Sichtbeton Fertigteilen mit geringem Verdichtungsaufwand oder als SVB ohne Verdichtungsaufwand Empfohlener Dosierbereich 0 2 3 0 M vom Zement Gebrauchsanweisung alphalith Hyperflow 2030 FM soll entweder zusam men mit dem Anmachwasser zugegeben oder in die fertige Mischung gr ndlich eingemischt werden Mit alphalith Hyperflow 2030 FM hergestellte Beto n m ssen einen ausreichenden Feinstsand und Mehlkornanteil enthalten Selbstverdichtender Beton mit alphalith Hyperflow 2030 FM bedarf einer spe ziell angepassten Zusammensetzung und einer sorg f lligen berwachung Technische Daten Typenbezeichnung Flie mittel EN 934 2 T 31 3 2 Form fl ssig Farbe braun Dichte 1 06 0 02 kgiLiter Feststoffgehalt 30 0 1 5 M pH Wert 7 0 2 0 Chloridgehalt chloridfrei gem ENS34 2 Alkaligehalt lt 8 5 M Na20 Aquivalent Lagerung gesch tzt vor Frost Hitze und Verunreinigung Haltbarkeit 1 Jahr im Originalgebinde EG Zertifikat Nr 0432BPR220002552 berwachung WPR 0432 MPA NRW Eignungspr fung Vor der Anwendung im Produktionsma stab ist in je dem Falle eine Eignungspr fung mit den zum Einsatz kommenden Rohstoffen unter den Produktionsbedin gungen des betreffenden Werkes durchzuf hren unter Ber cksichtigung der f r den entsprechenden Belon geltenden technischen Regeln und Worschriften Vorstehende Angaben basieren auf unseren derzeitigen Erkenntnissen aus Labor und
353. keit Universit de Luxembourg unver ffentlicht August 2008 Leufgens N Waldmann D Maas S Z rbes A Thermische und Mechanische Eigenschaftswerte von haufwerksporigen Leichtbetonen LAC zur Optimierung von W rmed mmsteinen Tagungsband ibausil Internationale Baustofftagung Bauhaus Universit t Weimar September 2009 Leufgens N Forschungsbericht V Projekt ITM Einfluss von Schlankheit und Probengeometrie auf die Druckfestigkeit von LAC Mauersteinen amp Wandscheiben Tests und Vergleichende Berechnungen Universit de Luxembourg unver ffentlicht August 2009 Lewandowski R Beziehungen zwischen Zylinder und Wuerfeldruckfestigkeit des Betons Erschienen in Betonstein Zeitung Heft 9 S 562 566 1971 Liapor GmbH amp Co KG Sortenverzeichnis Stand 02 2005 9 Literatur Mas05 MC90 Mie97 Moh07 Moh07b M l04 M l98 Nem04 Neu0l Nor94 Now81 Orl04 Pag03 Por02 PotOla PotOlb RDG07 Rey02 Ros25 Rub82 Sab06 L 5 Massart T J Peerlings R H J Geers M G D Gottcheiner S Mesoscopic modeling of failure in brick masonry accounting for three dimensional effects Published in Engineering Fracture Mechanics Vol 72 pp 1238 1253 2005 CEB FIB Model Code 1990 Design Code Comit Euro International du B ton published by Thomas Telford Services Ltd London 1993 Van Mier J G M Shah S P Arnaud M K nig G et al Str
354. ktionstages werden im brigen wegen der sehr gut bereinstimmenden Trockenrohdichten der Leichtbetone im weiteren Verlauf der Arbeit f r die vergleichenden empirischen Untersuchungen an Voll und Lochsteinen herangezogen Auch f r den zuvor erw hnten 2 Produktionsversuch konnte gezeigt werden dass mit einer deutlich reduzierten Steindruckfestigkeit Bra der Loch im Vergleich zu den Vollsteinen zu rechnen ist Im weiteren Verlauf der Arbeit werden zur besseren Vergleichbarkeit der Lochstein zur LAC Festigkeit an Vollquerschnitten als Druckfestigkeit von Lochsteinen immer die max male Pr flast geteilt durch die Nettoquerschnittsfl che und nicht w e n den Zulassungen und Normen von Lochsteinen vorgesehen die Steinfestigkeit auf die Bruttoquerschnittsfl che einschlie lich der nichttragenden Lochung bezogen Dar ber hinaus wird versucht die unterschiedlichen und vielf ltigen Einfl sse auf die Druckfestigkeit von Pr fk rpern aus LAC in den theoretischen berlegungen wie auch experimentell durch verschiedene Versuche zu separieren da bei dem Vergleich zwischen Loch zu Vollsteinfestigkeit eine Kombination vieler Einflussfaktoren vorliegt Der Literatur und Normung konnten nur Untersuchungen zum Einfluss von kompakten Pr fk rpergeometrien w e Zylindern und W rfeln unterschiedlicher Abmessungen z B DIN 1045 1 DIN EN 1520 Lew71 Mie97 oder Untersuchungen zum Einfluss der genormten Steinformate von Mauersteinen Bee05 Kas8
355. kturfaktor berichtigten Probenmitteltemperaturen bewirken i d R erst eine nderung des gemessenen Lambda Wertes in der 4 Nachkommastelle Tau05 Die Temperaturdifferenz zwischen den Oberfl chen sollte nicht weniger als 10 K betragen und die Pr fung ist bei einer Mitteltemperatur von 10 C durchzuf hren wobei in der Praxis sukzessiv Probenmitteltemperaturen von 10 20 und 30 C f r eine Dreipunktmessung angefahren werden und mittels linearer Regression der iom Wert bei 10 C bestimmt wird 3 2 Messverfahren zur Bestimmung der W rmeleitf higkeit von W rmed mnmsteinen 45 lt K hlplatte oben CS Gegenheizplatte mit Thermokette Heizplatte mit Schutzheizring GES S Ausgleichsmatte lt Thermoelementfolie Probe s links mit Schutzring gt e Thermoelementfolie ZB Ausgleichsmatte K hlplatte unten Abbildung 3 1 Exemplarische Darstellung eines Probek rpers aus Plansteinen u l im Messraum der Plattenapparatur o l im Einplattenverfahren nach ISO 8302 b und prinzipielle Messanordnung im Einplattenverfahren Tau05 rechts e Auswertung der gemessenen W rmestr me zur Bestimmung des Lambda Wertes Die W rmeleitf higkeit wird bei der Messung durch die verwendete Software aus dem W rmestrom der mittels Thermoelementen an den Probenoberfl chen ermittelten Temperaturdifferenz AT in Kelvin und den Probenabmessungen in Abh ngigkeit de
356. lag f r die einzelnen durch Spaltrissbildung bzw Keilbr che in den Querstegen separierten L ngsstege wird nachfolgend durch die Angabe der einzelnen Schritte im Berechungsverfahren beschrieben Zuerst sind die reinen Materialkennwerte des Baustoffes aus dem der Lochstein besteht zu ermitteln und ein lokales Koordinatensystem festzulegen F r das entwickelte Modell wird angenommen dass die x y Ebene parallel zur Lasteinleitungsfl che des Lochsteins liegt und die z Achse sich n Lasteinleitungsrichtung befindet vgl Abbildung 6 9 und Abbildung 6 11 Als Material und Geometriekennwerte sind folgende Angaben als Basiswerte f r das Bemessungsmodell anzugeben e Materialdruckfestigkeit fem DZW OoLAac e Trockenrohdichte pyr e mittlere L ngsstegdicke t e Anzahl der L ngsstege n e Nettoquerschnittsfl che AKetto e Steinh he h l und Steinl nge e Achsabstand der Querstege s Abbildung 6 11 aiLacx e Horizontale Querbelastung q N mm auf die L ngsstege aus der Querverformung der Querstege gem Kapitel 6 2 2 1 und Anhang D 3 s Abbildung 6 10 Alle anderen Kennwerte wie der E Modul und die Materialzug bzw Biegezugfestigkeit sind gem den in Kapitel 4 angegebenen empirischen funktionalen Zusammenh ngen aus diesen Grundparametern berechenbar 4 LLAC A a i LAC x Abbildung 6 11 links Dem eigenen analytischen Rechenmodell zugrunde gelegte idealisierte Innensteggeometrie rechts reale Innensteggeome
357. larisch ist die Auswertung f r drei der getesteten Prismen mit allen bestimmten mechanischen Kennwerten m Abbildung 4 24 dargestellt Die zentrische Zugfestigkeit wurde f r die weiterf hrenden analytischen w e numerischen Berechnungen FEM konservativ zu 0 4 N mm als Materialkennwert f r die L ngsstege von Lochsteinen der Rezeptur Pl abgesch tzt vgl Abbildung 4 24 Durch die Ber cksichtigung der Umrechnungsfaktoren sind somit realistische Kennwerte sowohl der Druck als auch der Biegezugfestigkeit erzielbar Au erdem f llt bei Betrachtung der obigen Abbildung auf dass die Druckfestigkeiten der kleinformatigen W rfel z B f r die Probe 2 stark var eren obwohl sich insgesamt die Pr frohdichten wenig unterscheiden Dies wird auf die Kleinformatigkeit der Proben im Vergleich zum Gr tkorn von 8 mm und den strukturellen Bedingungen m Pr fk rper s Kapitel 2 1 aufgrund der Haufwerksporigkeit und Materialunterschiede in den Leichtzuschlagsk rnern und der Punkt zu Punkt Verkittung der Zuschl ge zur ckgef hrt Solche Inhomogenit ten bedingen dann unterschiedliche Versagenslasten infolge lokaler Fehlstellen in der Gef gestruktur des LAC F r die anderen ausgew hlten Mischungsrezepturen der Gro versuche in der Produktion PO Pl MSI MS2 und MS3 wurden ebenfalls Prismen und Balken aus Vollsteinen geschnitten und entsprechende Biegezugpr fungen durchgef hrt Diese werden wegen des Umfangs allerdings an dieser Stelle nicht
358. lation thermique Des recherches sont effectu es pour d terminer les valeurs caract ristiques des b tons l gers poreux dans le cadre du d veloppement de nouveaux blocs isolants hybrides La fabrication d prouvettes en laboratoire ou de blocs pleins sur la machine de production d usine permet d optimiser les performances thermiques et m caniques des b tons l gers poreux Ces essais ont permis de mettre en relation densit r sistance en compression module d lasticit et coefficient de conductivit thermique caract ris s sur des prouvettes de b ton l ger poreux de densit s comprises entre 500 et 2000 kg m Des recettes constitu es de diff rents granulats l gers et d adjuvants ont t test es Ces recherches empiriques ont permis de r v ler la relation entre d une part le comportement thermique et m canique du mat riau d autre part sa densit IV Par ailleurs les r sultats de l tude de march o avant pas apport satisfaction d autres param tres influant sur les performances des produits tels que l lancement ou la taille des prouvettes facteurs d chelle ont t tudi s Une tude des r sistances en compression a t effectu e partir d une recette de b ton de base sur des prouvettes d coup es dans les fines parois int rieures de blocs creux Les r sultats exp rimentaux ont t v rifi s partir de simulations l aide de la m thode de calculs par l
359. lbr che die auch bei anderen Autoren w hrend Mauerwerkstests beobachtet wurden vgl J g02 Glo04 Moh07 bzw das Aufspalten der Steine parallel zur Lasteinleitungsrichtung im Querstegbereich erkl rt werden Gem den Ergebnissen aus den FE Berechungen ist zu erwarten dass die gr ten Unterschiede in den Querverformungsanteilen in Lochsteinen im Zentrum der Steine zu erwarten sind Diese k nnen aber leider auch nicht mit den zuvor in Kapitel 5 2 vorgestellten optischen Messverfahren erfasst werden Die experimentell sowohl in Versuchen an Einzelsteinen als auch gem Literaturangaben an ganzen Wandpr fk rpern aus Lochsteinen kurz vor dem Steinversagen durch Aufspalten der Steine in einzelne L ngsstege beobachtete S ulenbildung 6 2 Modell zur analytischen Beschreibung der Lochsteinfestigkeit von W rmed mmsteinen 163 bedingt in den letzten Belastungsschritten den Zusammenbruch des Steinsystems aus L ngs und st tzenden Querstegen infolge rtlichem Stabilit tsversagen Minimum Principal Stress Type Minimum Principal Stress Unit Pa Time 1 04 12 2005 10 38 2 8432e 006 A 1 5913e6 Max 1 966 2 1983e 006 A 2 1926e6 2 7 336e 006 7 2 4853e6 2 1703e 006 2 586 2 6027e 006 Z 2 4164e 006 3 2 4173e 006 2 2 569886 2 5435e 006 3 3 2398e6 2 5404e 006 3 9099e6 E 2 5205e 006 A 4 5866 6 16866 2 902e 006 2 7 756e6 9 3439e6 Min 2 5 63e 006 2 2 366e 006
360. le Ausgew hlte Anschlussdetails Abbildung E 1 M gliche Ausf hrung einer U Schale aus LAC o l oder Randabschalungs element zur Ausbildung von Deckenauflagern und Ringankern o r amp Varianten von Fertigteilen zur w rmebr ckenfreien Konstruktion eines T r oder Fenstersturzes der 3 schaligen Sandwichkonstruktionen mit Vorhangfassade aus LAC s auch nachfolgende Abbildung im eingebauten Zustand rechts E 1 Ausgew hlte Anschlussdetails Anlegemortel Fufbodenaufbau nach Vorgabe Fenstersturzfertigteil mit r ckseitiger W rmed mmung aus LAC Stahlbetondecke u unterzug gem Statik D mmung aus EPS Passivhausfenster M rtelbett PUR Schaum 250 Gewebespachtelung und Deckputz B EXO 130 bzw 175 50 185 bzw 140 365 A 59 Verbundstein Anlegem rtel Fu bodenaufbau nach Vorgabe Deckenrandabschalung aus EPS d 17 cm h variabel Stahlbetondecke u unterzug gem le D 30 Sturzelement aus EPS Passivhausfenster M rtelbett PUR Schaum Gewebespachtelung und Deckputz 130 170 oder oder 175 125 Abbildung E 2 Fensteranschlussdetail und Ausbildung angeschalter Sturz in Deckenplatte nach Statik links Abfangung der Vorhangfassade aus LAC durch Fertigteil aus Leichtbeton mit verzinkter Bewehrung rechts vorgeformtes Sturzelement zur Verbundsteinvariante mit Nut und Feder in der Lagerfuge s Verbundk
361. leichsschicht z B aus M rtel oder Gips dm Gips gt Det Dicke der Abgleichsschicht und Lochsteinh he in mm Di Ac se Em Gips statischer E Modul des Steinmaterials hier LAC und der Ausgleichsschicht z B aus M rtel oder Gips Wegen der querdehnungsbehindernden Wirkung der Druckplatten im Lasteinleitungsbereich und der gegenseitigen Verformungsbehinderung der L ngsstege durch die versetzten Querstege im linear elastischen Bereich ist allerdings die mittlere Steinh he hs in Abh ngigkeit der maximalen Stegdicke im Stein DAC Sieg ZU reduzieren Dadurch ergibt sich in Abh ngigkeit des inneren Reibungswinkels des Betons eine effektive reduzierte Steinh he da der Stein in erster Linie in der N he der Kontaktfl chen zur Druckplatte infolge der querdehnungsbehindernden Reibung nennenswert auf Querzug beansprucht wird Unter Ber cksichtigung des bereits beschrieben plastischen Verhaltens der Abgleichsschicht aus Zementm rtel oder Gips unter mehraxialer Druckbeanspruchung und unter Einf hrung einer reduzierten Steinh he h r oz die in Anlehnung an Ber96 aus der Theorie nach Mohr Coulomb bestimmt wird ergibt sich die effektiv wirksame Steinh he f r die Querzugspannungen in der N he zu den Kontaktfl chen zu D 3 Ableitung einer analytischen Beziehung der Querzugspannungen mit Hilfe der Elastostatik A 45 Ir AC Ste N os Trac sieg T a 912 1 5 AC Steg Gl D 5 Mit ha os hs DAC Steg L ngs und Querstegdicke zwisc
362. leinformatigen Prismen zu rechnen Die Gr enordnung des f r LAC festgestellten Umrechnungsfaktors kann auch in der Tendenz durch die Untersuchungen in Fau03 f r gef gedichte Leichtbetone auf Bl htonbasis best tigt werden C 2 Gro en und Schlankheitseffekte an kleinformatigen Wandscheiben aus Innenstegen D e gt F rs EY i Le gt ie j r g 79 s TS 1 e kA d Kelt a d j A gt Le e 4 gig i Beer 2 wi MM 2 L z t S Si et r A GE Vers x V SE A oi aw i q SE D TF ei EN OH LR P o 24 Ca ae vk E y e Wi Di Le EN s P y een _ RE a Te x AE e AJ nr Pe re e Bregen x r u e D PL 3 vg z d de de Kl s gt A mes h ne nat nr gt B A ce Abbildung C 6 Vorbereitung der ges gten kleinformatigen Wandscheiben f r den zentrischen Druckversuch und zur Messung der Verformung mit dem Mess System Q 400 A 22 C Anhang Gr en und Schlankheitseffekte f r LAC Wandscheiben aus Vollsteinen geschnitten Serie V1 Ohne Einfluss der Schlankheit Knicken 0 045 Load Step 18 x Rte im Displacements Direction X Displacement mm 0 070 D OED 0 040 0 030 0 020 0 010 2 000 010 0 020 Displacements Direction Z Displacements Direction Z Load Step 18 z Rtg BATTRE Load Step 19 z Rtg Displacement mm Abbildung C 7 Auswertungen Probe V1 T1 80x80 10 d 20 mm klassischer Schubbruch seitli
363. lfsgr en f r v v gt Y X2 f2 0 975 X2 f2 0 025 IGob z Gun 3 Tab 13 A B 0017 23 6555 10685 100 00 0 017 0 0172 0 0941 22 2208lf rv 3 216378 0 0172 0 703 5008 0 0172 1 5300 _2 0294 for gt 2 Tab 14 oos 0608 E 1202 0 020 3 95 Vertrauensbereich f r den Skalenparameter Sigma 0 1 M glichkeit Iteration von x sigma 0 ber die Ermittlung von Gob z und Gun z 2 M glichkeit Vereinfachtes Verfahren f r Vollst ndige Stichprobe nach Abschnitt 7 3 2 Tab 17 T 6 0 025 1 3274 T 6 0 975 1 2233 E emm 4 Ermittlung der Grenzkurven des 95 Vertrauensbereich f r x Werte bei G x Rechnerische Ermittlung nach Abschnitt 7 4 1 F r Diagramm Eintrag der x und y Werte Sch tzwert s Tab 2 b in doppelt logarithmischer Darstellung x 2 88 N mm bei G x 1 Y A In In 1 1 F x In x bei G 0 1 x Werte 6 907 1 173 Einsetzen in 23 N mm 6 907 Bee Ge Verteilungsfunk SE O2 un z 0 38 N mm tion y F x und logarithmiren bei G 10 O2 ob z O2un z bei G 99 O2 ob z7 O2 un z bei G 25 O2 0b 2 O2 un z wi oa 1 wiel O x i j GE et EN Lob Xi In 1 Gn 2 In 1 Es DA 2 mit Abbildung D 3 Beispielberechnung nach DIN 55303 7 Fortsetzung A 40 D Anhang Modellbildung D 1 3 Numerisches Verfahren nach der Maximum Likelihood Methode Mit Hilfe der Maximum Likelihood Methode k nnen die Mod
364. lierung f r den Tangentenmodul Er nach Goltermann Gol08 im Vergleich zum Ansatz nach EC 2 verwendet Angewendet werden diese abgewandelten Formulierungen nach Goltermann da er dese funktionalen Zusammenh nge auch empirisch f r geschosshohe W nde aus haufwerksporigem Leichtbeton untersuchte Die Absch tzung der Traglast N mit dem abgewandelten Modell nach Goltermann in Anlehnung an EC 2 auf der Grundlage der Euler Formel lautet mit t h Querschnittsdicke und L l Eo lastizit tsmodul im ET 2k Ursprung Vu Inn GI 2 6 2 2 1 NE otre Z 2 mit k Eo R En und E E E z t 2e f C Das in DIN EN 1520 vorgestellte Verfahren zur Bestimmung des Grenzzustands der Tragf higkeit infolge Verformungen des Bauteils Knicken basiert ebenfalls auf der Grundlage der Euler Formel und dem Ritter Materialmodell In Abbildung 2 20 ist schematisch das Werkstoffgesetz nach Ritter 2 2 Tragverhalten von W nden aus Mauerwerk und unbewehrten Betonen 31 dargestellt Ritter w hlte als Werkstoffgesetz unter Bezug auf reale Versuchsergebnisse an Stahlbetons ulen Now81 eine Exponentialfunktion zur Beschreibung der Spannungs Dehnungs Beziehung die wie folgt lautet o f eme GI 2 7 Aus dieser Beziehung ergibt sich vereinfacht wenn die aus Versuche hergeleiteten gekr mmten Grenzkurven nach Abbildung 2 20 linearisiert werden folgender einfacher Ausdruck f r den Tangentenmodul Er E 1000 f el EI E GI
365. lte nach DIN EN ISO 12571 f r Mauersteine der Marktstudie aus haufwerksporigen Leichtbeton LAC nach DIN V 18152 100 gem Bezugsfeuchte Vergleich mit Wert gehalt U 3 0 nach Zulassung Block Kennung DINEN ISO 12571 2000 bei 23780 r F M lt 4 0 lt 4 5 Rohdichteklasse 450kg m lt 3 5 Rohdichteklasse 650kg m 3 3 2 Einflussfaktor Trockenrohdichte Neben dem wesentlichen Einfluss des Ansatzes des Feuchteumrechnungsfaktors Fm bzw Feuchtezuschlags wird die f r die Mauersteine gemessene W rmeleitf higkeit im Trockenzustand bereits ma geblich durch die Trockenrohdichte der Mauersteine beeinflusst Wird die deklarierte Trockenrohdichte berschritten so werden die Messwerte der W rmeleitf higkeit aufgrund des nichtlinearen Zusammenhangs zwischen der Rohdichte und der W rmeleitf higkeit deutlich erh ht vgl Kapitel 4 5 2 der Leichtbetonentwicklung und Abbildung 3 5 aus Hau06 Die Gegen berstellung der experimentell real vorliegenden Trockenrohdichte als Mittelwert von 6 bis 12 Einzelbestimmungen und der nach Herstellerangaben deklarierten Trockenrohdichteklasse der Mauersteine aus der Marktstudie kann dem nachfolgenden S ulendiagramm entnommen werden s Abbildung 3 6 Zur Bestimmung der vorhandenen Trockenrohdichte nach DIN EN 772 13 2000 wurden die Mauersteine je Steintyp wahllos von den m Labor lagernden Paletten genommen Anhand dieses Vergleichs zeigt sich dass durchschnittlich alle 15 getesteten Mauersteintypen
366. lten Spannungsblock Er kann wie folgt berechnet werden Z1106 1 Z x 0 O z Me e X f c c Zur Berechnung des inneren Hebelarmes der resultierenden Kraft N F einer beliebigen Spannungsverteilung im Wandquerschnitt wird der dimensionslose Parameter k eingef hrt der den Gl 2 14 Oem Abstand des Angriffpunktes der Druckspannungsresultierenden vom st rker gestauchten Rand bezogen auf die Druckzonenh he im Bauteilquerschnitt beschreibt F r den normativen Ansatz eines Spannungsblocks betr gt der bezogene Randabstand k konstant 0 5 In der Literatur wird dieser Parameter auch oft als H henbeiwert bezeichnet Z1106 2 3 Modellierung der einaxialen Spannungs Dehnungs Beziehung 37 a p 7 GI 2 15 Auf eine genaue mathematische Herleitung der Parameter in Abh ngigkeit der SDL wird innerhalb dieser Arbeit verzichtet und auf die einschl gige Literatur verwiesen z B Z1106 Heg07 J g02 Zur Berechnung der Schnittgr en in den untersuchten Rechteckquerschnitten von kleinformatigen Wandscheiben nach Kapitel 5 werden die Beiwerte ar und k auf Grundlage des Parabel Rechteck Diagramms nach DIN 1045 1 mit eine Exponenten der Parabel von n 2 ermittelt Die Abbildung 2 25 zeigt die Vorgehensweise zur Bestimmung der resultierenden Betondruckkraft infolge einer nichtlinearen Druckspannungsverteilung auf den belasteten Querschnitt in Abh ngigkeit der dimensionslosen bezogenen Parameter k und ar Vorraussetzung f r
367. m Median besitzt der 95 Vertrauensbereich eine 2 5 und eine 97 5 Vertrauensgrenze Eine Einf hrung von Vertrauensbereichen ist besonders bei kleinen Stichprobenumf ngen von nz 30 notwendig H r08 W1104 Diese wurden f r die vorliegenden Datens tze ebenfalls ermittelt s Anhang D 1 und sind in Abbildung 6 1 dargestellt Neben der zuvor erw hnten Methode der graphischen Auswertung nach der Abweichung der kleinsten Fehlerquadrate durch die doppelt logarithmische Darstellung der Verteilungsfunktion ber die Festigkeiten vgl Abbildung 6 1 existiert neben einem analytischen Verfahren nach DIN 55303 7 auch noch ein genaueres numerisches Verfahren die sogenannte Maximum Likelihood Methode Mit Hilfe dieser Methode k nnen die Modellparameter m und 6 rechnerisch ermittelt werden Dabei 6 1 Auswertungsmethoden zur Modellbildung 153 werden iterativ die Parameter m und ou bestimmt Die nachfolgende Tabelle 6 1 stellt die Berechnungsergebnisse nach den drei verschiedenen Verfahren f r die untersuchten Pr fserien gegen ber Die Berechnungsans tze f r das analytische Verfahren nach DIN 55303 7 und der Max imum Likelihood Methode sind in Anhang D exemplarisch wiedergegeben Der Wert von o0 6 48 N mm der Pr fserie V1 nach 28d fettgedruckt wird f r d e weitere Auswertung f r den Vergleich der normativen Berechungsans tze mit den Messwerten und f r die nachfolgende Modellbildung angesetzt Tabelle 6 1 Zusamme
368. m Voll und Lochstein evtl ung nstige Bef llungs bzw Verdichtungseffekte sowie Effekte durch oberfl chliches Schwinden im Lochstein aufgedeckt werden Dar ber hinaus kann der Lastabtrag und das Bruchbild der einzelnen Innenstege beim Druckversuch von ganzen Lochsteinen nicht visuell beurteilt oder mit Messtechnik erfasst werden Deshalb sollen die Versuche an kleinformatigen Wandscheiben zus tzlich einen Aufschluss ber eine m gliche Stabilit tsgef hrdung durch seitliches Ausknicken der vertikal lastabtragenden Innenstege aus LAC m Lochstein geben 5 2 Bestimmung der Traglast kleinformatiger Wandscheiben vs Lochsteinfestigkeit 111 Zus tzlich sollen Versuche an Lochsteinausschnitten die aus dem mittleren Bereich der Lochsteine zentrisch ber die gesamte Steinh he entnommen werden einen Aufschluss ber den Einfluss der Querstege aus LAC am Lastabtrag des gesamten Lochsteins unter Druckbelastung geben Diese Versuche werden in 5 2 4 detailliert erl utert Neben der experimentellen Vorgehensweise zur Ermittlung der realen Einflussparameter auf die Lochsteinfestigkeit werden im weiteren Verlauf zur Bewertung der ermittelten Einflussgr en auch Finite Element Berechungen FEM herangezogen Anhand dieser Berechnungen soll eine theoretische Bewertung der Versuchsergebnisse und eine Erkl rung der mechanischen Zusammenh nge m glich werden Das Verst ndnis dieser Zusammenh nge dient der Herleitung eines analytischen Ingenieurmodell
369. malzuschl ge volumetrisch erfolgen weil sonst keine exakte Stoffraumrechnung auf 1 m Leichtbeton durchf hrbar ist vgl Angaben in Tabelle 4 2 Eine solche Mischungsberechnung mit Mischungsanweisung ist in 4 3 Mischungsrezepturen f r haufwerksporige Leichtbetone LAC 6 Tabelle 4 3 und Tabelle 4 4 exemplarisch f r eine Rezeptur dargestellt Angegeben sind dort die zur Berechnung notwendigen Kornrohdichten der Zuschl ge sowie der volumetrische Anteil an Leichtzuschlag Aus diesen Angaben wird die Stoffraumrechnung f r Im Frischbeton durchgef hrt Der gesamte Luftgehalt bzw der Anteil an Haufwerksporen wird zu 13 Vol abgesch tzt Durch die Verwendung von lokal vorkommenden Leichtzuschl gen sollen zudem die Produktionskosten in der Praxis in einem Fertigteilwerk gesenkt werden Bei der Entwicklung der Leichtbetone wurde darauf geachtet m glichst kontinuierliche Sieblinien St tzkorn zu verwenden Sieblinie AB und BC DIN 1045 1 Abbildung 4 4 und nicht wie bei einigen Herstellern blich sogenannte Einkornbetone aus einer Korngr enfraktion mit hohem Anteil an Ausfallk rnung herzustellen Grund daf r 1st dass die Marktstudie vgl Kapitel 3 gezeigt hat dass die Nennfestigkeiten von Mauersteinen auf Basis von LAC Betonen mit Einkornrezepturen nicht sicher erreicht werden k nnen und die Mittelwerte der getesteten Pr fserien deutlich vom deklarierten Nennwert der Steinfestigkeitsklasse SFK nach unten abweichen Tabelle
370. med mmblock Vbl SW 2 0 5 20 DF Naturbims Bl hton S d 8 haufwerksporiger Leichtbeton W rmed mmblock Vol SW2 0 5 20DF Naturbims Bl hton C 16 20 EPS Au end mmung Verf llstein F llbeton 498 x 300 x 248 Innenschale aus Leichtbeton als verlorene Schalung f r F llbeton Hohlblock nach DIN V 18151 2003 10 mit Leichbeton aus Bl hton Leichtsand innenliegender D mmung STE Zn Aschen Korkd mmung aus Kork Planhochlochziegel HLz 4 0 6 10 DF Gebrannter Ton 8 8 S haufwerksporiger Leichtbeton W rmed mmblock Vbl SW 2 0 45 20 DF Naturbims haufwerksporiger Leichtbeton W rmed mmblock 5K Hbl P 2 0 55 10 DF Bl hton mit integrierter W rmed mmung aus Perlite Planstein PP2 0 40 Porenbeton Planstein 499 x 300x 249 Porenbeton S F haufwerksporiger Leichtbeton W rmed mmblock Vbi SW 2 0 45 12 DF Bl hton Bl hglas Planblock PPW2 0 35 Porenbeton Planstein 624 x 300x 249 Porenbeton W rmed mmblock Sandwich Kernd mmung 590 x 380 x 190 a EE Neopor EPS ULTRA 3 2 Messverfahren zur Bestimmung der W rmeleitf higkeit von W rmed mnmsteinen E 1 Die Bestimmung der quivalenten W rmeleitf higkeit Aequ von Mauerwerk aus Leichtbeton oder auch Porenbetonsteinen bzw Hochlochziegeln erfolgt f r die Beantragung von neuen oder Verl ngerung von bestehenden Zulassungen blicherweise an gemauerten Wandelementen nach DIN 52611 1 bzw DIN EN ISO 8990 und DIN EN
371. mentleimmenge auf das Verformungsverhalten und stellte fest dass sowohl die Kr mmung der Querdehnungsverl ufe als auch die Volumenzunahme in dem Umfang abgeschw cht wird w e der Zementstein mit abnehmendem Zuschlagsgehalt an Bedeutung f r die Verformung gegen ber den Zuschl gen gewinnt Tabelle 4 6 Ermittelte Querdehnzahlen 13321 f r unterschiedliche LAC Rezepturen auf Basis von Bl hton und Bl hglas sowie Leicht und Normalsand Betonalter gt 450 Tage LAC Rezeptur Mittelwert der gem Querdehnzahl Trockenrohdichte Uaa zw kg m Mittelwert aus 2 3 Einzelwerten B2 Bl hglas B5 Bl hglas Normal sand SE eeh See ee sand Laborzylinder RE Normalsand M4 Mix Bl hglas ton Normalsand Prod J amp V2 860 amp 950 0 27 amp 0 2 Bl hton A2 Bl hton Abschlie end ist festzuhalten dass f r LAC gerade auf Basis von groben Bl htonzuschl gen und hoher Haufwerksporigkeit mit Trockenrohdichten unter 1000 kg m die Querdehnzahl tendenziell im Bereich von 0 25 bis 0 28 anzusetzen ist F r Leichtbetone wo sukzessiv Leichtsand und grobe Bl htonzuschl ge gegen Normalsand und Kalksplitt volumetrisch ausgetauscht werden ergeben sich aufgrund der dichteren Gef gestruktur und der Zunahme an Feinstoffen Querdehnzahlen im Bereich von 0 19 bis 0 22 F r die untersuchten Mix Rezepturen aus Bl hglas und Bl hton M3 und M4 kann dieser Wert bis auf 0 16 absinken und liegt somit im unteren Bereich der
372. messungswertes der W rmeleitf higkeit Beispielberechnung uurs 2u20002an00nnnnnonnnnen A 1 B ANHANG LEICHTBETONENTWICKLUNG auuuauunnunnnunanunannnannnnnnnnunnnunununnnnnannnnnnnnnnnnnns A 4 B 1 Technische Datenbl tter u a A 4 B 2 Ergebnisse der Optimierungsversuche in der Produktion des Kooperationswerkes uuu0uu000a000nan00nannonnanunnnnnnnnnnunnnnunnanunnnnnnnnnnennanennan A 11 B 3 Daten aus der Leichtbetonentwicklung uus za2222 220000ann00nnnnnn A 14 C _A NHANG GR BEN UND SCHLANKHEITSEFFEKTE F R LAC A 16 C 1 Zu Kapitel 5 1 Gr en und Schlankheitseffekt an Standardpr fk rpern RE EE A 16 C 1 1 Gr Beneffekt bei der Biegezugfestigkeit n00000nnnn00000nnnnnnnnnennnrnnrnnsennnrrrrerssnnnnna A 20 C 1 1 1 VIe reien ele in Te EE A 20 OTe REUE EE A 20 C 2 Gr en und Schlankheitseffekte an kleinformatigen Wandscheiben aus Jl DE E EE A 21 C 3 FE Berechnungen zum Einfluss verschiedener Steifigkeiten im lU le UE nn sure OaE A 26 D ANHANG MODELLBILDUNG azu2u00a000n0n0nunanunannnnnnnnunnnunanunnnnnnnnnnnnnnunununnnnnnnnnnnn A 37 D 1 Statistische Aufbereitung der gepr ften Materialdruck und Biegezugfestigkeiten uursuauunnanunnnnnonnnnnnnnnunnanunnnnnnnnnnunnnnennanunnnnnnnnnnn A 37 D 1 1 Grundlagen zur Erzeugung des Weibull Netzes een A 37 D 1 2 Exemplarische Analytische Auswertung nach DIN 55303 7 mit 95 Vertrauensbereichk nu ee A 38
373. mitte e h Betonbau bzw e t Mauerwerksbau gegen ber DIN 1045 1 07 2001 Eurocode 6 06 1995 Abbildung 2 22 Systemtragf higkeit unbewehrter W nde Vergleich zwischen DIN 1045 1 Normalbeton und EC 6 Mauerwerk aus Heg07 mit Did lolh 1 00 Ze n Genaueres Verfahren EC6 Genaueres Verfahren 0 90 USINE DIN 1053 100 i Vereinfachte Verfahren 0 80 DIN 1053 100 amp EC 6 0 70 0 60 25 DIN 1053 0 50 NT Q N 0 40 e h 0 30 n a Nhru a fe t b Abbildung 2 23 Systemtragf higkeit unbewehrter W nde Vergleich der Berechnungsans tze der Mauerwerksnormen DIN 1053 100 vs EC 6 f r variable Ausmitten der Normalkraft nach 0 00 dem vereinfachten und genaueren Verfahren 0 00 5 00 10 00 15 00 20 00 25 00 30 00 35 00 f r Eo fe 1000 her t bzw lo h 0 30 Grenze bei ball 27 EC 6 0 20 Grenze bei h d LL LL SL 0 10 CG 2 3 Modellierung der einaxialen Spannungs Dehnungs Beziehung 35 N CN Il ks Be E oO co O LLI 2 Des Lea N C O Be O N Did Ne ua fo h b 0 00 5 00 10 00 15 00 20 00 25 00 30 00 35 00 h r t bzw Iy h Genaueres Verfahren EC6 DIN EN 1520 f r LAC Abbildung 2 24 Vertikale Systemtragf higkeit von W nden auf Grundlage von DIN EN 1520 und EC 6 mit Eo fe 1000 2 3 Modellierung der einaxialen Spannungs Dehnungs Beziehung 2 3 1 Analyse normativer Werkstoffgesetze Vergleichend
374. mmediat Pr cautions En cas de gel il est important de rehomageneiser avant emploi pi ces en demoulage Mode d emploi Plage de dosage de 0 25 1 5 kg pour 100 kg de ciment Dur e de vie 9 mois Il est courant de doser ce produit entre 0 4 et 0 7 du poids de cment CHRYSO Plast XP est totalement miscible l eau et sers introduit de pr f rence dans l eau de g chage Selon les apol cations pr vues il est possible d utiliser CHRYSO Plast XP en synergie avec d autres adjuvants CHRYSO Abbildung B 7 Technisches Merkblatt zum passenden FlieBmittel zu dem verwendeten puderf rmigen Stabilisierer B 2 Ergebnisse der Optimierungsversuche in der Produktion des Kooperationswerkes Folgende Variationen wurden zur Erh hung der Festigkeit der LAC Mischungen durchgef hrt mit dem Ziel ann hernd gleichbleibende Trockenrohdichten zu erzielen damit die W rmeleitf higkeit der Basisbetone sich nur geringf gig ver ndert Versuch 1 Zur Erh hung der Festigkeit der Basisrezeptur PO der Werksproduktion zur Herstellung von W rmed mmsteinen wurde sukzessiv der Leichtsandgehalt der K rnung 0 2 vom Hersteller A bei und Flie mittelgehalt FM Typ 1 erh ht Hauptverdichtungszeit Maschinenparameter wurden den Bed rfnissen ber 3 Mischg nge angepasst Im konstanten Zement Das Zugabewasser und die Ergebnis wurde die Rohdichte durch die Erh hung des Leichtsandgehaltes um 111 kg m ebenfalls um 100 kg m
375. mtwandst rke in mm 380 ee ee ID I O Ol U Wert bei Aiso 0 04 W mK U Wert bei Aiso 0 035 W mK U Wert bei Aiso 0 03 W mK naturl Dammstoft Aiso 0 065 W mK Verwendung f r Ein und Zweifamilienhaus Variante 4 Gewicht 37 26 kg Rohdichte LAC W rmeleitf higkeit LAC 0 55 W mK Vollblockst rke mm Vorsatzschale 50 mm L nge 497 mm H he 248 mm Druckfestigkeit LAC 12 N mm Fzul 1044 kN D mmstoffdicke in mm 155 Gesamtwandst rke in mm 380 0 0 2 2 2 U Wert bei Xiso 0 04 W mK U Wert bei Aiso 0 035 W mK U Wert bei Aiso 0 03 W mK nat rl Dammstoff ASO U 065 W mK Verwendung f r Geschosswohnungsbau Legende bd nicht geeignet nach neuer Gesetzgebung U gt 0 32 W m K Dr gesetzliche Mindestanforderung U lt 0 32 W m K Km Erreichung der Energieeffizienzklasse D U lt 0 26 W m K SEN Erreichung der Energieeffizienzklasse B U lt 0 20 W m K Erreichung der Energieeffizienzklasse A U lt 0 15 W m K Abbildung 7 15 Exemplarische Darstellung der Auswahlmatrix f r Verbund und Sandwichkonstruktion Ausbildung tragende Innenschale als LAC Vollsteine ohne Luftschlitze entsprechend der hergestellten Prototypen Dabei wurden unterschiedliche Material Varianten der Sandwich und Verbundsteinkonstruktionen sowie Tragschalendicken von 130 und 175 mm analysiert Sowohl die Rohdichteklasse der tragenden Leichtbetonschalen wurden entsprechend den in Kapitel 4 untersuchten LAC Betonen als auch die D mms
376. n Durch die zunehmende Schlankheit der Innenstege f llt die auf die Steinquerschnittsfl che bezogene Druckfestigkeit von 7 9 N mm f r den Vollstein nach 151 Tagen auf im Mittel 6 59 Nimm f r den Hbl 50 Stein und sogar auf 5 65 N mm als Einzel Testergebnis f r den ges gten Hbl 40 Block Dies entspricht einem Abfall der Druckfestigkeit bezogen auf den LAC Nettoquerschnitt von 16 5 bzw von 28 5 in Bezug auf den Vollstein als Ausgangsreferenz der Material bzw Steinfestigkeit s Abbildung 5 10 Folglich wird auch experimentell die Vermutung best tigt dass die Dicke bzw Schlankheit der Stege h d bei Lochsteinen die resultierenden Steindruckfestigkeiten signifikant beeintr chtigen Allerdings kann der Abfall der Steindruckfestigkeit nicht alle n durch den Lochanteil und die Dicke und Schlankheit der einzelnen Innenstege von den untersuchten Lochsteinen erkl rt werden Denn bei den untersuchten Lochsteinen des Typs Vbl SW Serie V2 betrug der Lochanteil im Mittel nur 18 2 Vol im Vergleich zu 31 7 Vol Hbl 50 und 44 1 Vol Hbl 40 f r die zugeschnittenen Hohlblocksteine Die gr ere Schlankheit der Innenstege ber den 20 DF Lochsteinen der Versuchs Serie V2 und den zuvor erw hnten und bei den Hohlblockversuchen gezielt 108 5 Untersuchungen zum Gr en und Schlankheitseffekt auf die resultierende Festigkeit ausgeschlossenen Bef llungs und Verdichtungseffekten w hrend des Produktionsprozesses auf die Endfestigkeit d
377. n Stabilit t Nes aus Biegedruck N max D 62779 06 N durch Aufl sennachN _N My ge C A W E Nes aus Biegezug N max z 4248 33 N die Zugseite ist f r das Versagen ma gebend N Il durch Aufl sen nach N wer t A W t flk Abbildung D 13 Berechnung des finalen Biegezugs bzw Biegedruckversagens der L ngsstege nach Aufspalten der Querstege mittels analytischem Rechenmodell f r den Lochstein V2 A 55 A 56 E LAC quer E LAC L ngs Q sz 1 Euer E Serie V2 Lochstein Vbl SW 20 DF t LAC quer a Anetto Abrutto Materialkennwerte D Anhang Modellbildung o os Querdehnzahl LAC u o o EEE Querdehnzahl M rtel Gips Kontaktzone O 2 J E Modul Kontaktzone Gips M rtel 5000 N mm Modellparameter Am 0 7 bis 1 0 It Ber96 M glichkeit 1 2 M glichken m amp nach DIN EN 1520 zwischen 0 7 und 0 95 r A lo dj ngs ozy nach GI D 4 szynach GI D 8 f c sz nach GI D 11 _ Einzugebende Daten 0 431 N mm 0 814 N mm Einzelwerte Pr fserie V2 Bruchkirterium f r Querstegversagen MC90 EE Wmd wd foce G Osz m mm 0 34 0 H 0 0 4 0 f r f x gt 0 55 Versagen der Querstege s Diagramm Abb D 9 Q HU H HU H H H H H H Abbildung D 14 Berechnung des Querstegversagens mittels analytischem Rechenmodell f r den ungeschnittenen Referenzlochstein V2 Vbl SW 20 DF
378. n W rmed mmsteinen im gleichen Rohdichte und Festigkeitsbereich hervor Werden besonders innovative meist aber auch teure D mmstoffstecklinge als W rmed mmung in den Hohlkammern eingesetzt k nnen mit diesen k nstlichen D mmstoffen mit mindestens WLG 035 bzw 030 wie z B 58 3 Stand der Technik Marktstudie aus EPS XPS oder PUR Hartschaum auch Bemessungswerte der W rmeleitf higkeit f r Mauersteine von 0 07 W mK wie neuere Produkte auf dem Markt und eigene Vergleichsrechnungen zeigen erreicht werden Nach wie vor gilt aber auch f r diese Steingeometrien dass aufgrund der schlankeren L ngs und Querstege im Inneren des monolithischen Steins mit einer deutlich reduzierten Tragf higkeit im Vergleich zum Vollstein ohne Lochung zu rechnen ist Sollen noch relativ schlanke Wandkonstruktionen bei ausreichender Traglast realisiert werden bieten Sandwichkonstruktionen wie aus Abbildung 3 11 und Abbildung 3 12 ersichtlich einen eindeutigen Vorteil durch die Funktionstrennung von tragender und d mmender Schicht Durch eine differenzierte Betrachtung der f r die Marktstudie an unterschiedlichen Steintypen getesteten Zusammenh nge zwischen Rohdichte Go Steinfestigkeit Bps und W rmeleitf higkeit Aioireau f llt auf dass die aus der Literatur bekannten allgemeinen exponentiellen mathematischen Abh ngigkeiten die f r rein mineralische bzw anorganische Wandbaustoffe bekannt sind nur bedingt auf W rmed mmsteine zutreffen s Abbildu
379. n Ausbildung der Zementsteinmenisken zwischen den Grobzuschl gen zu den bereits zuvor erw hnten Druckfestigkeitsunterschieden im Vergleich Produktion gegen ber Laborproben Im linear elastischen Bereich hingegen in dem der E Modul ermittelt wird Oberspannung Oo p 1 3 fem weisen sowohl die Laborzylinder wie auch die Zylinder aus der Produktion E Moduli in einem gleichen Wertebereich in Abh ngigkeit ihrer Druckfestigkeit auf vgl Abbildung 4 12 unten Das bedeutet dass wegen der gleichen Rezeptur f r die beiden Herstellungsprozesse und nur geringf gig niedrigeren Rohdichten der LAC f r die Laborproben im linear elastischen Bereich auch ein gleiches Dehnungsverhalten resultiert welches sich in ann hernd gleichen E Modul Werten widerspiegelt Zur Verdeutlichung dieses Sachverhaltes ist in der Abbildung 4 13 auszugsweise f r den Rohdichtebereich von 550 bis 1000 kg m das Verh ltnis von Trockenrohdichte zur Druckfestigkeit und E Modul Werten dargestellt Im unteren Rohdichtebereich von 500 bis 800 kg m Rezepturen A2 und M2 zeigt sich dass mit steigender Rohdichte auch die Druckfestigkeit und der E Modul in Abh ngiskeit der Rohdichte w e erwartet ansteigen Somit spiegelt sich auch tendenziell der Einfluss der niedrigeren Festigkeiten der Laborzylinder im gemessenen statischen E Modul w der Gem den vorliegenden Untersuchungen n mmt der Einfluss der Druckfestigkeit auf den E Modul im Vergleich Produktion Labor nach den v
380. n Dachstuhl und Decken in statischer und thermischer Hinsicht besonders gro e Aufmerksamkeit zu schenken Dies ist deshalb zu beachten da Ausf hrungsfehler bei den resultierenden niedrigen U Werten der Steine selbst schnell zu bauphysikalischen und statischen M ngeln w e Feuchtesch den und Rissen f hren k nnen Nat rlich gibt es in der Baupraxis meistens mehrere richtige L sungen einen Anschluss oder ein Konstruktionsdetail auszuf hren F r die Anschlussdetails wurde aber auch genauso wie bei der Steinentwicklung darauf geachtet m glichst verst ndliche und einfache Ausf hrungsvarianten zu w hlen um Anwendungsfehlern auf der Baustelle vorzubeugen Deshalb sind exemplarisch ausgew hlte und technisch favorisierte Varianten von Anschlussdetails f r die entwickelten Verbund und Sandwichkonstruktionen m Anhang E dargestellt 7 5 Statische und thermische Analysen 7 5 1 Statische Berechnungen Zur berpr fung der Praxistauglichkeit wurden die zuvor vorgestellten Sandwich und Verbundkonstruktionen zudem f r reale Lastf lle eines Einfamilienreihenhauses nach den Angaben in Hof07 vgl Abbildung 7 12 mit konzentrierter Lasteinleitung durch Unterz ge nach dem in DIN 1053 100 angegebenen genaueren Bemessungsverfahren Grenzzustand der Tragf higkeit berechnet F r den Entwurf der unterschiedlichen Prototypsysteme werden wie bereits n den Stein und Detailzeichnungen dargestellt tragende Innenschalen aus LAC von 13cm und 17 5
381. n Kenntnis der funktionalen Zusammenh nge und Beschreibung von Materialkennwerten Dies dient letztendlich der Entwicklung der im letzten Kapitel vorgestellten Prototypen und ist Grundlage f r die Modellbildung zur sp teren Beschreibung der Tragf higkeit von Lochsteinen im Vergleich zur Materialfestigkeit in Kapitel 6 sowie den Zusatzuntersuchungen zu Gr en und Schlankheitseffekten in Kapitel 5 4 1 Vorgehensweise Ziel dieses Versuchsprogramms ist es verschiedene Rezepturen f r haufwerksporige Leichtbetone LAC mit einer hohen Gr nstandfestigkeit zu entwickeln Dabei konnten LAC auf Basis unterschiedlicher Leichtzuschl ge wie verschiedene Bl htone Bl hglas und Beimengungen von Kalksplitt Leicht und Natursanden in einem Trockenrohdichtebereich von 500 bis 1900 kg m hergestellt werden Die Materialparameter wie die W rmeleitf higkeit von Platten bzw die Druckfestigkeit an W rfeln und Vollsteinen aus LAC werden dabei in Abh ngigkeit der Trockenrohdichte beschrieben Zu Bemessungszwecken von Mauerwerk aus diesen Materialien sind zudem weitere Eigenschaftswerte wie der E Modul die Biegezugfestigkeit aber auch die Untersuchung der Querdehnzahl u von Interesse Anhand von diesen experimentellen Datens tzen werden 1idealisierte Materialgesetze aufgestellt um mit diesen Spannungs Dehnungs Beziehungen f r verschiedene Leichtzuschlagsrezepturen gezielt Steinprototypen entwickeln zu k nnen Da die Festigkeitsentwicklung von LAC d
382. n aus der Marktstudie 170 6 4 Fazit zum analytischen Bemessungsmodell 174 7 _PROTOTYPENTWICKLUNG AM BEISPIEL VON SANDWICH UND VERBUND KONSTRUKTIONEN ee EE 175 7 1 Hintergrund der PrototypentwickIung ss 175 7 1 1 Vor berlegungen zur PrototypentwickIung ee nnnennnnnnnnnnnne nn 176 7 2 Verwendete Materialien uu 022000022200002an00nnannunnnnnnonnnnnnnnnnnunnnnnnnnnnn 176 7 2 1 Ausgew hlte LAC Rezepturen nn 176 7 2 2 Bilanen SEN 177 7 3 Losungsvorschl ge zur Ausf hrung des Verbunds und der Tragschalendi EN 177 7 3 1 Dreischalige Sandwichkonstruktionen es 177 17 3 2 Zweischaliger Verbundeiem ss 179 7 4 ECKsteinlos ngen aus 180 7 4 1 Ecksteinl sung f r dreischalige Sandwichkonstruktionen nennen 180 7 4 2 Ecksteinl sungen f r zweischalige Verbundeteimtvpen nennen 183 7 5 Statische und thermische Analysen 22 2u2000022an000nnnnnnnnnnnnnnnnnn nun 186 7 5 1 Statische Berechnungen uni ae ee ee nie ee 186 7 5 2 latine ee ellen EE 190 7 6 Fazit und Zusammenfassung Prototypentwicklung uurrs 0000nnn000n 193 8 ZUSAMMENFASSUNG UND AUSBLICK zunauunnnunnnnenanunnnnnnanunnnunnnnnnannnnnunnnnnnununanennnnnnnn 195 8 1 Zusammenfassung der vorliegenden Arbeit assnennuunnnnunnnnnnnnnnnnnnnnnne 195 8 2 Te leie 198 EE 9 BN dn TE L 1 10 JEM ENEE L 7 A ANHANG NESRKTESCHLENIE eege Eed ee A 1 A 1 Methoden der Bestimmung des Be
383. n der Unterschied der Druckfestigkeit durch die variierende Pr fh he von 175 mm zu 80 mm prozentual kleiner Ao 8 als bei den tendenziell eher schlanken und knickgef hrdeten Proben mit Dicken von 20 mm 10 1 und 28 mm 15 7 s Abbildung 5 15 Ein signifikanter Einfluss der Probenschlankheit blaue Balken kann f r die Proben mit 16 bis 28 mm Querschnittsdicke festgestellt werden Dieser Einflussfaktor l sst jedoch wie der Vergleich von 20 zu 80 mm Dicke zeigt f r eine zunehmende Wandst rke deutlich nach F r Proben mit 80 mm dicken Querschnitt betr gt die Druckfestigkeitssteigerung infolge der gr eren Dicke der Proben bzw Zunahme des Volumens im Vergleich zu d 28 mm im Mittel nur 2 7 s Abbildung 5 15 Dieses Resultat liegt somit in der Schwankungsbreite der Einzelergebnisse Demgegen ber kann die Druckfestigkeit beginnend mit den 16 mm bis zu 28 mm dicken Pr fk rpern der Testreihe T2 um 25 7 gesteigert werden Der Druckfestigkeitsunterschied der Proben von 16 zu 20 mm und von 20 zu 28 mm Dicke gem der Abstufung der Dicken nach dem Ansatz der geometrischen Reihe betr gt immerhin noch jeweils 12 Zusammenfassend ist festzuhalten dass sich anhand der Versuchsreihe VI an Wandscheiben aus Vollsteinen unter Ausschluss des f r schmale Stege in Lochsteinen vermuteten Bef llungseffektes ein klarer Schlankheits wie auch Volumeneffekt bzw Einfluss der Querschnittsdicke in Abh ngigkeit des verwendeten Gr tkorns able
384. n des Formats 20 DF vor Versuchsbeginn sowohl in Luxemburg links als auch bei der externen Kontrolle bei einer anerkannten deutschen Pr fstelle rechts Abbildung 3 9 Pr feinrichtung der internen links und externen Kontrolle rechts zur Bestimmung der normativen Mauersteindruckfestigkeit im kraftgeregelten Versuch gem Angaben in den Zulassungen 3 5 1 Ergebnisse der intern und extern durchgef hrten Druckfestigkeitspr fungen Das in Abbildung 3 10 dargestellte S ulendiagramm vermittelt eine Gesamt bersicht der Testergebnisse als Mittelwerte der Steindruckfestigkeit Bp s aus 6 Einzelwerten je Mauersteintyp an der Universit t Luxemburg blaue Balken im Vergleich zu den an einem deutschen Institut durchgef hrten Steindruckpr fungen als Mittelwert aus 3 Einzelpr fungen f r die drei ausgew hlten Mauersteintypen entsprechend der thermischen Kontrollpr fungen gelbe Balken Zus tzlich zu den Mittelwerten sind auch die Standardabweichungen jeder Pr fserie pro Steintyp als schwarze Markierung im Diagramm eingetragen um gleichzeitig einen Eindruck der Streubandbreite der Testresultate der getesteten Mauersteine zu vermitteln Die in das Diagramm eingetragene gestrichelte rote Linie gibt den geforderten Mindestwert Dr als Mittelwert einer Pr fserie zur Einstufung in die unterste genormte Steinfestigkeitsklasse 2 SFK 2 z B nach DIN V 18152 2003 10 an Der Vergleich 3 5 Pr fung der Mauersteindruckfestigkeit 55 zwischen in
385. n die statischen Nachweise auch f r diese extremen Belastungssituationen erbracht werden so k nnen auch die Randfl chenpressungen aus aufliegenden Decken aufgenommen werden Der Einsatz dieser Konstruktionen ist dann gerade bei dem blichen Einsatzgebiet von W rmed mmsteinen in herk mmlichen Ein und Zweifamilienh usern unbedenklich 7 5 Statische und thermische Analysen 187 27 50 25 00 22 50 N Q 17 50 15 00 12 50 10 00 7 50 Steindruckfestigkeit N mm 5 00 2 50 0 00 0 500 1000 1500 2000 Trockenrohdichte kg m Abbildung 7 11 Verh ltnis der Trockenrohdichte zur Vollsteinfestigkeit von Vollsteinen aus der LAC Rezepturenentwicklung hergestellt in Gro versuchen im Kooperationswerk 2 26 Fuz max Auflagerkraft 4 aus dem Unterzug OH CH CH sch 24 ian ee D ech zur L 5 38 386 KE U Sch OK 7 PA FF e zi E Haaai ES mm POr da 24 an M 346 Go Dm 3 H i Kai e EE Abbildung 7 12 Gew hlte Bemessungssituation f r ein Einfamilienreihenhaus nach Hof07 Darstellung der Belastungssituation f r die Wand Pos W1 oben Grundriss des Erdgeschosses links unten und Schnitt durch alle Etagen rechts unten Nachfolgend ist die Belastung aus den Deckenplatten und den Auflagerbereichen der Unterz ge als charakteristische Lasten in der Tabelle 7 1 f r die nachzuwei
386. n einen Vergleich der Rohdichten von getrennt im Labor hergestellten Proben mit den Rohdichten des Fertigteils aus der Produktion im Kontext mit den Druckfestigkeitsuntersuchungen nach DIN EN 1354 an LAC Demzufolge ist der LAC Beton so zu verdichten dass die Frischbetonrohdichte um nicht mehr als 3 10 bei Einzelprobek rpern bzw 1 5 beim Mittelwert einer Pr fserie von der Frischbetonrohdichte des Fertigteils abweicht das durch die separaten Laborprobek rper repr sentiert wird Zur Nachbehandlung bzw f r eine ausreichende Festigkeitsentwicklung sind die separaten Proben innerhalb von 7 Tagen zu Entformen und w hrend dieser Zeit in einem feuchteges ttigten Klima zu lagern und vor Austrocknung zu sch tzen Bis zur Pr fung sind die Proben bei 20 5 C bei einer relativen Luftfeuchte von 50 15 zu lagern damit zum Zeitpunkt der Pr fung der Feuchtegehalt ca 4 M betr gt Neben der Verdichtungsintensit t st aber auch der Wassergehalt der Frischbetonmischung entscheidend f r die resultierende Endfestigkeit Da die Leichtzuschl ge ein Vielfaches ihres Gewichtes gerade in den ersten Minuten nach Mischbeginn an Wasser aufsaugen k nnen ist zudem die Zeit bis zur Verdichtung und Ausschalung des Betons wesentlich In der Abbildung 2 9 st exemplarisch die Wasseraufnahme f r das trockene Ausgangsmaterial von innerhalb der Arbeit verwendeten Bl htonzuschl gen nach Herstellerangaben in Abh ngigkeit der Zeit dargestellt Es ist zu erkenn
387. n o f r a lin elast Material und geraden Stegen mit Haftreibung in den Kontaktfl chen b konischen Stegen und bilinearen plastischer Materialkennlinie C 3 FE Berechnungen zum Einfluss verschiedener Steifigkeiten im Steinquerschnitt A 31 ewe Noncommercial use only Safety Margin Type Safety Margin Time 10 30 04 2009 15 01 14 Max 1 4118 0 66514 Min 1 0 000 0 045 0 090 m 0 022 0 066 Safety Margin Type Safety Margin Time 10 11 06 2009 13 54 S ANSYS Noncommercial use only 14 Max 9 4 0 70048 Min 1 Lei 0 100 m 0 025 0 075 Abbildung C 18 Darstellung exemplarischer Berechnungsergebnisse f r die Probe S1 Safety Margin f r a lin elast Material und geraden Stegen mit Haftreibung in den Kontaktfl chen b konischen Stegen und bilinearen plastischer Materialkennlinie A 32 C Anhang Gr en und Schlankheitseffekte f r LAC Directional Deformation Type Directional Deformation X Axis Unit m Time 10 08 05 2009 09 54 2 5647e 5 Max 1 9232e 5 1 2817e 5 6 4022e 6 1 2555e 8 1 2555e 8 8 189e 6 1 6365e 5 2 4542e 5 3 2718e 5 Min Probenh he m 4 00E 05 3 00E 05 2 00E 05 1 00E 05 0 00E 00 1 00E 05 2 00E 05 3 00E 05 4 00E Verformung in x Richtung horizontal m Directional Deformation 3 Type Directional Deformation Y Axis Unit m Time 10 08 05 2009 09 56 1 1717e 6 Max 9 0486e 7 6 3805e 7 3 7125e 7 1 0444e 7 1 623
388. n wirklichkeitsnah durch den Ansatz nach DIN EN 1520 zur Bemessung von gro formatigen Wandscheiben infolge Bauteilverformungen Knicken Theorie IT Ordnung beschrieben werden k nnen Lediglich die bei Lochsteinen mit Gitterstruktur festgestellten festigkeitsmindernden Einfl sse aus dem Zusammenwirken von Quer und L ngsstegen k nnen durch diese analytischen und numerischen Berechnungen Kapitel 5 noch nicht vollst ndig erfasst werden Oberstes Ziel ist es daher bei der Entwicklung eines analytischen Ingenieurmodells auf bereits bekannte Vorgehensweisen aus den Bemessungsgrundlagen des Beton und Mauerwerksbaus zu unbewehrten Wandscheiben und modellm ige Vereinfachungen zur ckzugreifen um die Akzeptanz f r den praktischen Gebrauch zu erh hen 6 2 2 Herleitung und Anwendung des Modells Nachfolgend wird ein Vorschlag zum Vorgehen bei der Herleitung von Modellparametern zur Absch tzung der Tragf higkeit von Lochsteinen unter Ansatz der Materialfestigkeit vorgestellt Aufbauend auf den experimentellen Untersuchungen und den theoretisch vergleichenden Betrachtungen mit normativen Bemessungs und Materialans tzen wird ein m glicher Ablauf zur Modellfindung in Abbildung 6 8 skizziert der im weiteren Verlauf noch eingehender mathematisch und mechanisch erl utert wird Die Grenzen der Anwendbarkeit des nachfolgend vorgestellten Modells sind wie folgt definiert e das analytische Modell gilt f r monolithische W rmed mmsteine mit rec
389. n zum Gr eneffekt auf die resultierende Festigkeit 105 die Lochsteinfestigkeit Dazu wurden die Referenzlochsteine V2 aus LAC n 1 3 und 2 3 ihrer H he von 238 mm durch horizontale S geschnitte geschnitten Die Pr fh hen der Pr fk rper betrugen damit 78 mm 1 3 h und 156 mm 2 3 h Somit k nnen unterschiedliche Schlankheiten bei gleichem Lochbild untersucht werden Der Deckel der Lochsteine aus LAC wurde dabei durch Nasss gen abgetrennt so dass sich zwei gleichf rmige Pr fk rper ergeben s Abbildung 5 7 rechts Des Weiteren wurden die Lochsteine auch in Ihrer Breite zugeschnitten um theoretisch den gleichen mechanischen Schlankheitsgrad A s i wie bei den getesteten Vollsteinen der gleichen Rezeptur Serie V1 1 Abbildung 5 1 erster Produktionstag zu erzielen s Abbildung 5 7 Mitte Vollsteine V1 Zeg Fa BE AH 4 EU ur L z P3 me WW ge Fe e Versuchs Serie V1 Nr 1 Querschnittsreduzierter Lochstein V2 R rechts normaler Referenzblock V2 N links Serie V2 Nr 1 Lochsteine Zuschnitt ohne Deckel in 1 3 amp 2 3 h Versuchs Serie V2 1 3 amp V2 2 3 Serie V2 Nr 1 Abbildung 5 7 Proben der gleichen Mischungsrezeptur Herstelltages und Trockenrohdichte zur Untersuchung des Geometrie Gr en und Schlankheitseffektes bei Loch vs Vollsteinen Als Referenzstein wurden zum selben Zeitpunkt gleichalte ungeschnittene normale Lochsteine als Bezugsformate
390. nd der G te der eingesetzten D mmstoffe sowie die Tragf higkeit von der Rohdichte und Materialfestigkeit der eingesetzten LAC Betone abh ngig Der Literatur und Normung konnten allerdings bisher z B keine gesicherten Grundlagen entnommen werden auf welche Tragmechanismen der beobachtete starke Festigkeitsabfall gerade f r LAC Lochsteine zur ckzuf hren ist Es wird gem Darstellungen auch von anderen Autoren Ber00 Moh07b Gab06 davon ausgegangen dass eine Begr ndung f r den Festigkeitsabfall von Lochsteinen gegen ber Vollsteinen m der Art des Lochsystems und den Stegabmessungen in Abh ngigkeit des verwendeten Gr tkorns zu suchen ist Um zuk nftig auch das Tragverhalten von monolithischen W rmed mmsteinen aus LAC besser verstehen zu k nnen werden in den nachfolgenden Kapiteln gezielte Untersuchungen zu den Leichtbetonrezepturen den Innensteggeometrien und den Gr en und Schlankheitseffekten von LAC Betonen sowie den Steinformate bzw des Lochsystems selbst im Detail durchgef hrt Zur weiteren Optimierung von klassischen W rmed mmsteinen wird der Forschungsbedarf vor allem in der weiteren Leichtbetonentwicklung der Kenntnis und genauen statistisch abgesicherten mathematischen Beschreibung der wichtigsten mechanischen und thermischen Materialkennwerte f r LAC in Abh ngigkeit von einfach zu ermittelnden und auf Basis von nur wenigen zu bestimmenden Materialparametern gesehen Zus tzlich soll aber auch eine Analyse d
391. nden U Wert einer Wandkonstruktion ist Denn bei gleicher D mmstoffg te liegen die Kurven f r unterschiedliche Rohdichten und Dicken der Tragschalen eng beieinander und beeinflussen somit den resultierenden U Wert kaum Wie die nachfolgende Tabelle 7 4 zeigt wurden die hergestellten Verbund und Sandwichsteine des Typs 1 und 2 unter Ber cksichtigung des Fugeneinflusses im Einplattenverfahren entsprechend der angewandten Vorgehensweise innerhalb der Marktstudie vgl Kapitel 3 gemessen und den berechneten Werten gegen bergestellt Der Vergleich zeigt dass durch Schwankungen auf Seiten der Materialparameter Rohdichte LAC wirkliche D mmstoffqual t t Edelstahlanker und durch den Einfluss von Randeffekten an Kanten und Fugen die gemessenen quivalenten W rmeleitf higkeiten des Mauersteins in der Praxis leicht erh ht sind im Vergleich zu den numerischen Entwurfsberechnungen Allerdings ist der Unterschied gering so dass die gew hlte Vorgehensweise f r die Entwicklung von Prototypen ber eine genaue Untersuchung der einzelnen Baustoffparameter 7 6 Fazit und Zusammenfassung Prototypentwicklung 193 best tigt wird Die durch praktische Anwendungen zu erwartenden U Werte konnten damit hinreichend genau prognostiziert werden Verbundstein Sandwichstein 0 5 0 45 0 4 gt w O1 S w S N O1 U Wert W m K N 150 D mmstoffdicke mm 200 250 300 w oO N O1
392. nder II Ernst amp Sohn Verlag 2005 Schlegel R Rautenstrauch K Will J Fischer D Tragf higkeitsuntersuchungen der weltgr ten Ziegelsteinbr cke Berechnung der G ltzschtalbr cke mit ANSYS 20th CAD FEM User s Meeting 2002 Schleeh W Theorie und Praxis bei der Druckfestigkeitspr fung Erschienen in Beton Heft 4 S 132 138 1975 Schleeh W Die Spannungszust nde in den Versuchsk rpern zur Ermittlung der Betondruckfestigkeit Erschienen in Beton und Stahlbeton Heft 8 S 194 201 1975 Schneider K J Baustatik Erschienen in Mauerwerksbau aktuell Praxishandbuch 2005 f r Architekten und Bauingenieure S E 1 E 80 Bauwerkverlag GmbH Berlin 2005 Schnell W Gross D Hauger W Technische Mechanik Band 2 Elastostatik Verlag Springer Berlin Heidelberg 1998 Schubert P Bohne D Theoretische und praktische Untersuchungen zur rechnerischen Bestimmung der Druckfestigkeit von Mauerwerk Forschungsbericht F628 Teil 1 Institut f r Bauforschung RWTH Aachen Oktober 2000 Schubert P Pr fverfahren von Mauerwerk Mauerstein und Mauerm rtel Mauerwerk Kalender Nr 16 S 685 697 Ernst amp Sohn Berlin 1991 Schubert P Meyer U Spannungs Dehnungs Linien von Mauerwerk Mauerwerk Kalender 17 S 615 622 Ernst amp Sohn 1992 Schwabe J H Kuch H Optimierung der Verarbeitung von Betongemengen zur Erzielung h herer Qualit t von Betonwaren Kongressunterlagen 50 Beton Tage Podium 2 Erschie
393. ndicke zu Gr tkorndurchmesser und Einfluss der Probengr e auf die Betondruckfestigkeit Literaturauswertung Beton Heft 5 S 173 178 1967 ANSYS Advanced Analysis Techniques Guide Ansys Release 11 ANSYS Inc January 2007 Anton H Bestimmung des W rmedurchlasswiderstandes von Au enw nden aus Mauerwerk Vergleich zwischen experimenteller Untersuchung und Berechnung nach der Finiten Differenzen Methode Final report Forschungsinstitut f r W rmeschutz M nchen FIW DIBt Az IV 1 5 453 85 1992 Anould M Virlogeux M Granulats et B tons L gers Bilan de dix ans de recherches Presses de l cole nationale des Ponts et chauss es Paris 1986 Aurich H Kleine Leichtbetonkunde Bauverlag Wiesbaden 1971 Bauschinger J Experimentelle Untersuchungen ber die Gesetze der Druckfestigkeit Mitteilungen aus dem Mechanisch Technischen Laboratorium der K Polytechnischen Schule M nchen S 1 18 1876 Bazant Z P Oh B H Crack band theory for fracture of concrete Erschienen in Mat riaux et Construction Volume 16 Issue 93 S 155 177 1983 Beer IL Schubert P Zum Einfluss der Steinformate auf die Mauerwerkdruckfestigkeit Formfaktoren f r Mauersteine Erschienen in Mauerwerk Kalender 2005 30 Jahrgang Teil A II S 89 ff Verlag Ernst und Sohn Berlin 2005 Berndt E Baumechanische Analyse und Auswertung der Versuche und Begr ndung der wesentlichen Ergebnisse Abschlussbericht F628 Teil 2 Inst
394. ndstein die Rezeptur MS3 mit einer Trockenrohdichte im Bereich von 1800 bis 1900 kg m angesetzt Diese f hrt allerdings f r die dreischalige Sandwichkonstruktion zu deutlich zu hohen Gewichten und findet deshalb f r desen Steintyp keine Ber cksichtigung 7 3 L sungsvorschl ge zur Ausf hrung des Verbunds und der Tragschalendicke 177 Die eigentlichen m Kooperationswerk hergestellten experimentell getesteten und n den Abbildungen dargestellten Prototypen basieren alle auf der gleichen Leichtbetonrezeptur MSI mit einer Trockenrohdichte von ca 1350 kg m und einer mittleren getesteten Steinfestigkeit von 11 9 N mm Die thermischen wie statischen Tests und Vergleichsrechnungen best tigen dass gerade auch mit LAC Betonen im h heren Rohdichtebereich g nstige tragf h ge Sandwichkonstruktionen auch f r den Bau von Mehrfamilienh usern m glich sind Zudem zeigt sich dass die Herstellung durch die Art der Ausbildung der Sandwichkonstruktionen zu konkurrenzf higen Preisen m glich ist Dabei k nnen auch die kombinierten Anforderungen der neuen Normengenerationen und der W rmeeinsparverordnungen an die Tragf higkeit und W rmed mmung in Form eines niedrigen W rmedurchgangskoeffizienten U in W m K erf llt werden 7 2 2 D mmstoffe Neben k nstlichen D mmstoffen wie herk mmliches EPS und Neopor werden in den nachfolgenden Kapiteln auch Vergleichsrechnungen mit Innend mmungen aus nat rlichen Korkd mmplatten du
395. ne aus der Marktstudie Die Abbildung 3 7 und die nachfolgende Tabelle 3 3 zeigen den Vergleich der m Plattenger t gemessenen W rmeleitf higkeit als Mittelwert aus drei unabh ngigen Messungen im trockenen Zustand pro Steintyp unter Ber cksichtigung des Fugeneinflusses der M rtelfugen und die aus diesen Bas swerten berechneten Bemessungswerte der W rmeleitf higkeit nach Norm Die Bemessungswerte ber cksichtigen dabei einen Aufschlag zur Feuchtekorrektur der gemessenen Basiswerte Aioary IM trockenen Zustand 0 2 E mittlerer gem quivalenter Lambda 10 tr Wert Mauerstein Plattenger t aus 3 Messungen 0 187 E Bemessungswert der W rmeleitf higkeit aus Messwert unter Ber cksichtigung der Feuchtekorrektur nach DIN EN ISO 10456 0 16 O Bemessungswert Lambda Mauerwerk nach Zulassung Pr fbescheid 0 147 0 124 0 14 0 08 W rmeleitf higkeit W mK 0 06 f 0 04 F 0 024 Interne Steinbezeichnung Abbildung 3 7 Vergleich des gem Basiswertes 10 4 unter Ber cksichtigung des Fugeneinflusses mit dem berechneten Bemessungswert A nach Norm und dem deklarierten Bemessungswert nach Zulassung oder Pr fbescheid f r das Mauerwerk aus den Mauersteinen 3 4 W rmeleitf higkeit der Mauersteine aus der Marktstudie 51 Vergleichend werden diese nach Norm feuchtekorrigierten und m die jeweiligen Rohdichteklassen aus den gemessenen Ajoary Werten eingestuften berechneten Bemessungswerte jenen in den
396. nen in Betonwerk Fertigteiltechnik Heft 2 2006 S ech H J Druckfestigkeit von Mauer und Putzm rtel Gestaltsfaktoren zur Korrelation unterschiedlicher Pr fk rper Geometrien Erschienen in Mauerwerk Vol 12 Heft 1 Ernst amp Sohn Berlin 2008 Spitzner M H Korrelation der Messergebnisse f r die W rmeleitf higkeit von Ziegeln aus Wand und Halbsteinmessungen Jahrbuch f r die Ziegel Baukeramik und Steinzeugr hren Industrie Jahrgang 2001 S 41 48 Spitzner J Haufwerksporige Leichtbetone aus Bl hton Erschienen in Beton Heft 3 1975 S 92 94 Stark R Festigkeitslehre Aufgaben und L sungen Springer Verlag Wien S 235 254 2006 Taurus instruments GmbH Benutzerhandbuch TLP 900 Z Version Juni 2005 Theimer O F Theimer G Hilfstafeln zur Berechnung wandartiger Stahlbetontr ger Verlag Ernst amp Sohn Berlin 1975 Thienel K Ch Vergleich der Festlegungen f r die Eigenschaften des Leichtbetons in DIN EN 1520 mit den Regelungen in DIN 4028 DIN 4232 und DIN 1045 1 Gutachten im Auftrag des Deutschen Instituts f r Bautechnik T 3087 Fraunhofer IRB Verlag Stuttgart August 2005 Thienel K Ch Werkstoffe des Bauwesens Leichtbeton Fr hjahrtrimester 2006 Institut der Werkstoffe f r das Bauwesen Universit t der Bundeswehr 9 Literatur Ton07 Ts 04 Tue07 V1196 Voc59 V o 09 Wik09 W1103 W1104 W1174 Wol08 Wrig06 Zem02 Z1l
397. nen ist Dass diese f r Mauerwerk entwickelten Bruchtheorien zum Einfluss der Querdehnungen auf die Festigkeit auch m kleinformatigen Bereich auf einzelne Lochsteine bertragen werden k nnen verdeutlichen zudem die Bruchbilder die z B Mohammad Moh07b f r Mauerwerk beobachtet hat Auch f r die eigenen Testreihen an kleinformatigen Mauerwerkspr fk rpern geringer Schlankheit k nnen wie f r die Versuche in Kapitel 5 2 gezeigt vertikale L ngsrisse nach dem Druckversuch in Form von Keilbr chen festgestellt werden vgl Abbildung D 6 Gabor et al Gab06 untersuchten die innere Struktur von zum Wandverband gemauerten Lochsteinen nach dem Druckversuch und stellten ebenfalls Rissbildung im Bereich der Querstege fest Abbildung D 6 Bruchmoden f r Hohlblocksteine als Wandpfeiler getestet mit einem relativ festen M rtel gegen ber dem Stein nach Moh07b Zur berpr fung des analytischen Modellansatzes zum Einfluss der Querzugbeanspruchung auf den Lochsteinquerschnitt werden in Tabelle D 2 die gem Gleichung Gl D 4 berechneten Spannungen mit den mittels FE Analysen ermittelten maximalen Spannungen 6 56 innerhalb der Querstegbereiche in y Richtung d h in Steindickenrichtung verglichen Durch die Gegen berstellung von numerisch mittels linear elastischen A 46 D Anhang Modellbildung bzw plastischen FE Analysen berechneten maximalen Querzugspannungen an Wandscheiben nach Kap 5 4 zu den mittels des eigenen Modellansatzes
398. nen mehrere physikalische Nichtlinearit ten zu berlagern die aus den Materialeigenschaften der Geometrie der Innenstege und den Lagerungsbedingungen begr ndet sind e An einem FE Modell mit ber Kontaktelemente eingepr gtem Initialriss kann der Einfluss des im Zuge von auftretenden Quer und Spaltzugspannungen entstandenen lotrechten Rissverlaufs m Bereich der Querstege von Lochsteinen auf das instabile Verhalten im Druckversuch aufgezeigt werden Ein vertikaler Trennriss im Querstegbereich f hrt gem den FE Berechnungen zu einer sehr ungleichm igen Dehnungs und Verformungsverteilung in den angrenzenden L ngsstegen Dadurch kann eine urspr nglich zentrisch angreifende u ere Belastung zunehmend exzentrisch auf die vertikal lastabtragenden L ngsstege von Lochsteinen wirken Im Zuge dessen ist es wahrscheinlich dass Biegezugspannungen resultieren die bei berschreiten der LAC Zugfestigkeit zum pl tzlichen spr den Versagen des gesamten Tragsystems aus L ngs und Querstegen im Lochsteinquerschnitt f hren k nnen 6 MODELL ZUR ANALYTISCHEN BESCHREIBUNG DER LOCHSTEINFESTIGKEIT 6 1 Auswertungsmethoden zur Modellbildung Aus den bereits in Kapitel 2 vorgestellten normativen Bemessungsans tzen zur Bestimmung der Traglast von unbewehrten Wandquerschnitten geht hervor dass der Beschreibung des Werkstoffgesetzes und damit der Spannungs Dehnungs Beziehung f r den jeweiligen Baustoff bei der rechnerischen Beurteilung schlanker
399. ng 2 11 und 3 5 Im Zuge dessen sollte sich aufgrund dieser zuvor beschriebenen allgemeinen Zusammenh nge dann auch als mathematischer Zusammenhang zwischen W rmeleitf higkeit und Festigkeit bei aufl sen und gleichsetzen der Funktionen nach der Trockenrohdichte der Steine s Abbildung 3 12 eine lineare Abh ngigkeit dieser beiden Parameter ergeben Diese kann allerdings wegen der Streuung der Parameter Streubalken der Standardabweichungen in den Diagrammen der Abbildungen 3 11 und 3 12 und vor allem wegen der unterschiedlichen Steinkonzeption nicht gefunden werden Denn in Abh ngigkeit der Steingeometrie bestehen die klassischen monolithischen W rmed mmsteine Vbl SW aus statisch und thermisch inhomogenen Schichten durch unterschiedliche Anteile an L ngs und Querstegen mit dazwischen befindlichen Luftkammern unterschiedlicher Dicke und Geometrie Zudem k nnen auch zus tzlich die Materialparameter durch Rohdichteschwankungen und Geometrieabweichungen in der Steinfertigung von Stein zu Stein streuen F r Mauersteine auf Basis von Sandwichkonstruktionen ergibt sich sogar f r die untersuchten Materialparameter ein komplett anderes Bild Dort w rd durch die klare Funktionstrennung in eine tragende und d mmende Steinschicht der jeweils bekannte exponentielle Zusammenhang zwischen Rohdichte und Festigkeit bzw W rmeleitf higkeit aufgel st Die quivalente W rmeleitf higkeit der Sandwichsteine ist z B vielmehr von der Schichtdicke u
400. ng aus Leichtbeton Typ 2 mit vorgeh ngter Au end mmung problemlos geschalt und hergestellt werden konnten Au erdem zeigen die durchgef hrten den Entwurf begleitenden Studien wie sich die Produktionskosten f r die spezielle Art von W rmed mmsteinen mit Funktionstrennung in eine tragende und d mmende Schicht gezielt senken lassen Durch die Wahl von lokal vorkommenden Zuschlagstoffen und von D mmstoffplattenware statt teuerer speziell geformter D mmstoffkerne k nnen auch teure und kologisch wenig sinnvolle Transportwege vermieden werden Die Abmessungen k nnten f r die laufende Produktion evtl noch berdacht werden da gerade die Sandwichkonstruktionen mit Leichtbetonen mit einer Rohdichte von 1400 kg m f r das manuelle Verlegen lt 25 kg zu schwer sind und deshalb mit Hebehilfen verlegt werden m ssen Denkbar sind zum manuellen Verlegen kleinere Formate w e die klassischen 10 und 12 DF Steinformate die sich bereits auf dem deutschen und luxemburgischen Markt etabliert haben Allerdings weisen die entworfenen gr eren Formate den Vorteil eines z gigeren Bauverlaufs auf so dass im modernen Mauerwerksbau besonders auf gro formatige Steine mit Versetzhilfe zur ckgegriffen wird Ein weiterer Vorteil der Sandwichkonstruktionen ist die mechanisch beanspruchbare Vorsatzschale aus LAC die auch einen festen Putzgrund f r eine gute Putzhaftung auch bei herk mmlichen Putzsystemen bietet Innerhalb der vorherigen Kapitel wird a
401. ng gem der Abbildung 2 16 Kapitel 2 nicht gew hrleistet werden kann Deshalb besteht die M glichkeit dass sich viele kleine Stabwerke auf Mesoebene ausbilden die im Zuge der Rissbildungen wie eine Gelenkkette seitlich ausweichen und zu sr eren Exzentrizit ten f hren FER un TE H o d NODAL id SUB RINJ 3 i TIME d Du A M KZ N h hp j o II It EK 5 i Fod 4 IE Hi A H A A A k P H EK d S ES EEE EE E a Il iz a L _ 135 d 0967 ont Abbildung 5 51 Berechnete Hauptspannungen os und deren Richtungsverl ufe Rissbildung Stabwerkmodell auf A Mesoebene K Se Druck 5 s Abbildung 2 16 Zug Vs m o Riss a _ 2 Umlagerung der 3 Lokale Einschn rung Rissbil Soch Kraftwirkungslinie durch des Kr fteverlauf durch g Risse und Fehlstellen Rinspringende gerade bei Proben mit Fehlstellen langestrecktem Querschnitt Zunehmende gt l Exzentrizit t der inneren vgl auch Bon59 und u eren Kr fte Abbildung 5 52 Stabwerkmodell zur Erkl rung des exzentrischen Kraftflusses im Bereich der Quer und angrenzenden L ngsstege in Lochsteinen aus LAC nach erfolgter L ngsrissbildung Die Auswertung der Verformungen in x und y Richtung quer und senkrecht zur Rissebene zeigt zudem f r den letzten Lastschritt dass die Verformungen im Restquerschnitt infolge der Rissbildung zunehmend inhomogener und unsymmetrischer we
402. ngegen bei der Schockvibration in der Produktion das Wasser f rmlich wieder herausvibriert wird und somit den Zuschlagsk rnern als Gleitschicht bzw dem Zement zur Hydratation bzw Festigkeitsentwicklung zur Verf gung steht Diesen Effekt kann man auch optisch sehr gut beobachten Vermutlich f hrte Vocke Voc59 deshalb auch die vier Phasen zur Beurteilung der Frischbetonkonsistenz von erdfeucht bis nass ein s Abbildung 2 4 Im Zwangsmischer selbst sieht die Mischung z B oft sehr trocken aus w hrend die Oberfl chen des frisch entschalten Fertigteiles nach der Verdichtung in der Fertigungsstra e matt gl nzend s nd Bei Vocke wird dieser Zustand als glanzfeucht beschrieben 35 TI Ber cksichtigter Zeitraum der Wasseraufnahme SS 25 S 5 20 a E S 15 o og 2 10 4 AR 4 8 650 kg m 5 BAM 4 8 650 kg m AM 4 8 750 kg m 0 0 08 0 5 1 24h 48h 72h 144h 168h Zeit Stunden dh Abbildung 2 9 Zeitabh ngige Wasseraufnahme von verwendeten Bl htonzuschl gen nach Herstellerangabe f r trockenes Ausgangsmaterial Test nach DIN EN 1097 6 AM Zuschlag Mix aus gebrochenen und runden Zuschl gen AR nur runde Bl htonzuschl ge in der Lieferk rnung des Herstellers A Wegen der starken zeitabh ngigen Wasseraufnahme von Leichtzuschl gen wird bei der Rezepturenentwicklung von LAC deshalb auch in der Literatur vom effektiven quivalenten w z Wert gesprochen vgl Kapitel 2 1 2
403. ngen bildet und m Vorfeld der Prototypentwicklung zur Feststellung des wirklichen Stands der Technik auf dem freien Mauersteinmarkt dient Da die im Zuge der Marktstudie untersuchten klassischen W rmed mmsteine zumeist besonders d nnwandige Innenstege mit Wanddicken von nur 20 bis 35 mm aus LAC mit einem Gr tkorn von 8 bis 16 mm aufweisen stellt sich die Frage ob mit den bereits aus der Literatur bekannten und in der g ngigen Normung ber cksichtigen Traglastverfahren zur Bestimmung der Tragf higkeit von unbewehrten Beton und Mauerwerksw nden auch der bereits von Vocke Voc59 dokumentierte Abfall der Druckfestigkeit von Hohlblocksteinen im Vergleich zur Material bzw W rfeldruckfestigkeit beschreibbar st Abbildung 2 11 M gliche Ursachen wie ein Schlankheitseinfluss oder Bef llungs und Verdichtungseffekte w hrend der Herstellung innerhalb der schmalen Betonstege und damit resultierende unterschiedliche Rohdichteverteilungen ber den Lochsteinquerschnitt werden zwar von einigen Autoren Sag99b V0c59 Kuc92 benannt jedoch nicht weitergehend f r die praktische Bemessung von W nden und die Steinentwicklung untersucht bzw theoretisch analysiert Zu diesem Zweck werden deshalb die normativen Vorgehensweisen und die in der Sekund rliteratur zu diesem Themenbereich genannten Verfahren zur Bestimmung der Traglast unbewehrter sgro formatiger Wandscheiben in Kapitel 2 2 vorgestellt Die dort angegebenen Ans tze werden im weiter
404. ngen an Mauerwerk aus gelochten Hochlochziegeln durchgef hrt hat lassen sich folgende zwei Ursachen f r ein Spaltzugversagen benennen e Bei der Verwendung von geringer festen Ausgleichsschichten aus M rteln oder Gips br ckeln nach seinen Beobachtungen bei der 1 1 bis 1 5 fachen Belastung der Druckfestigkeit die au en liegenden Fugenflanken aus Dies konnte gerade bei den Versuchen an W rfelproben und an den kleinformatigen Wandscheiben ebenfalls experimentell beobachtet werden Folglich st die Druckfestigkeit nicht mehr vollfl chig ber den Probenquerschnitt verteilt und gem Ber96 f hren die Flie eigenschaften von M rteln bzw der Ausgleichsschichten m Innern einer vollfl chigen Ausgleichschicht zu einer M rtelverfestigung unter fast hydrostatischem Druck e Zus tzlich kommt es bei Lochsteinen mit kreuzenden Quer und L ngsstegen gem eigener FE Analysen besonders unter Ansatz eines konstanten E Moduls ber den Steinquerschnitt zu ungleich verteilten Druckbeanspruchungen m Kreuzungsbereich von L ngs und Querstegen s Abbildung 6 9 Diesen Einfluss der Querrippen auf den Lastabtrag zeigen auch ebenfalls Berechnungen von Berndt Ber00 an Hochlochziegeln unter Ansatz der Flie bedingungen nach dem Drucker Prager Stoffgesetz Die beiden zuvor beschriebenen mechanischen Ph nomene bewirken eine Art Keilwirkung bzw Spaltzugbeanspruchung in den Querstegen von Lochsteinen Folglich k nnen somit die sogenannten Kei
405. ngs Zeit Kurve gem E Modul Test f r LAC nach DIN EN 1352 mit Darstellung des L ngs und Querdehnungsverlaufs in Abh ngigkeit der Druckspannung Ausgewertet wird die Querdehnzahl u entsprechend der Gleichung Gl 4 4 als Verh ltnis der Querdehnungen zu den L ngsdehnungen innerhalb der letzten 30 Sekunden w hrend des E Modul Versuchs an der oberen Pr fspannung Dies entspricht prinzipiell dem Vorgehen der E Modul Ermittlung nach den Pr fnormen f r LAC und ist identisch zur Vorgehensweise in M l98 Die Abbildung 4 16 zeigt die Auswertung der Querdehnzahl f r eine Probe der Mischung P1 aus einem Produktionsversuch auf Bas s von Bl htonzuschl gen mit einer Trockenrohdichte von ca 800 bis 850 kg m s Tabelle 4 2 Die gemessene Querkontraktionszahl ergibt sich zu u 0 28 Sie liegt somit au erhalb der gro z gig formulierten Schwankungsbreite in der Literatur z B nach ELCOO und Model Code 90 des Bulletin 8 FIB00 f r gef gedichte Betone von 0 15 lt u lt 0 25 Bei diesen Untersuchungen zeigt sich dass f r LAC besonders auf Basis von Bl htonzuschl gen mit Zementgehalten lt 250 kg m tendenziell mit einer Querdehnzahl von 0 25 bis 0 28 zu rechnen ist vgl Tabelle 4 6 Diese Werte scheinen allerdings plausibel auch wenn in DIN EN 1520 zur Bemessung von LAC ein fester Wert gem dem f r Normalbeton von 0 2 angegeben wird In der Literatur Fau03 wird zur Beschreibung des Tragverhaltens auf Druck von gef gedichtem Le
406. ngsverfahren im Labor so eingerichtet dass der Frischbeton aus einem 50 1 Mischer in zwei Schritten in die Schalungen eingebracht und durch ein Stahlgewicht 40 kg bis 60 kg als Auflast passgenau zur Schalung auf einen herk mmlichen R tteltisch f r 30 Sekunden verdichtet wird Diese F llmethode soll so gut wie m glich trotz der geringeren Kraftamplituden des R tteltischs der industriellen Fertigung der Bl cke nahekommen Auch wurde darauf geachtet dass die Bef llungs und Verdichtungsrichtung gerade bei der Herstellung von Platten 500 x 500 x 51 mm aus LAC zur Messung der W rmeleitf higkeit mit der Bef llungsrichtung der in der Produktion hergestellten Mauersteine bereinstimmt um Abweichungen zu den Elementen aus der Produktion zu vermeiden Die nachfolgenden Bilder Abbildung 4 5 verdeutlichen den Herstellprozess im Labor Abbildung 4 5 Herstellprozess im Labor am Beispiel der Herstellung von separaten Zylindern a und Platten zur Messung der W rmeleitf higkeit b durch massenbezogene Bef llung der Schalung und anschlie ender Verdichtung auf einem R tteltisch mit im Aufsatz eingesetztem Stahlgewicht b 70 4 Leichtbetonentwicklung 4 4 2 Produktion Der gesamte Herstellungsprozess sowie die vorliegenden Einfl sse aus Verf llung Verdichtung und von Maschinenparametern in der gro maschinellen Steinfertigung wurden bereits im Kapitel 2 1 4 erl utert Denn die Herstellung von LAC mit Steinfertigern unter Schockvibrat
407. ngung f r das Querstegversagen wird auch der Ansatz des Stabilit tsversagens der L ngsstege am Beispiel des f r dieses Projekts eigens produzierten Referenz Lochsteins V2 des Typs Vbl SW 2 auf eine praxisorientierte Anwendung berpr ft Die Materialkennwerte des verwendeten LAC Betons wurden bereits eingehend in Kapitel 4 und ol beschrieben Deshalb ist in nachfolgender Tabelle 6 5 die iterative Bestimmung des Momentes nach Theorie II Ordnung entsprechend dem zuvor m Einzelnen dargestellten Berechnungsablauf wiedergegeben Eine ausf hrliche Beschreibung der einzelnen Rechenschritte ist im Anhand D 5 exemplarisch f r die Lochsteinserie V2 dargestellt F r die Berechnung sind dabei folgende srundlegende Material und Geometrieparameter des zu untersuchenden Lochsteintyps zu Grunde gelegt worden e Ejings 4000 N mm e hs l 238 mm e b 1 497mm e Steindruckfestigkeit Bose 4 33 N mm e Nettoquerschnittsfl che Axero 119757 mm e Mittlere L ngsstegdicke t 22 mm e Materialdruckfestigkeit f GoLac 6 48 Nimm 6 2 Modell zur analytischen Beschreibung der Lochsteinfestigkeit von W rmed mmsteinen 169 e Materialbiegezugfestigkeit Lac 0 81 N mm e Anzahl der L ngsstege n 10 Damit ergibt sich die gleichm ig angenommene experimentelle L ngsstegbelastung zu e Nzew ns Anen n 51855 N Der Vergleich zu der im Versuch ber eine gleichm ig angenommene Spannungsverteilung ber die einzelnen L ngss
408. nisse werden hingegen generell unter Schockvibration auf sogenannten Brett bzw Bodenfertigern hergestellt Neu01 Die Fertigung der z B innerhalb dieser Arbeit in Gro versuchen hergestellten Mauersteine erfolgte mit einem station ren Betonsteinfertiger in der Ausf hrung als Brettfertiger vgl Abbildung 2 7 rechts Bei 16 2 Theoretische Grundlagen einem Brettfertiger wird der Frischbeton in Stahlformen gef llt und durch Auflast und Vibration verdichtet In einem Arbeitsgang werden mehrere Steine gleichzeitig auf der Brettunterlage hergestellt Die Kammern Schlitze bzw auf den Stirnseiten die Nut und Federn werden bei Mauersteinen beim Pressvorgang in den Stahlschalungen geformt Die so entstandenen frischen Leichtbetonprodukte auch Gr nlinge genannt stehen nach dem Entformen auf dem Unterlagsbrett Die Frischbetonkonsistenz ist so einzustellen dass die Festigkeit f r den weiteren Transport in die Nebelkammern ausreichend ist Nach einer Dauer von ca 2 3 Tagen werden die Steine palettiert und mit Plastikfolien zum Schutz gegen zu fr hes Austrocknen und Niederschlag umh llt Bis zum Erreichen der Nennfestigkeit durch die fortschreitende Hydratation werden die Produkte in einem Au enlager aufbewahrt fi A u ere Kr fte g Auflastrahmen Auflastfedern Auflasf Betongemenge Masse Feder D mpfer mit Stempeln Form Feder der 4 ch Formverspannung Unterlagsplatte wc Klopfle
409. nitt 137 Tabelle 5 7 Verwendete Materialparameter f r die nichtlinearen FEM Berechnungen Systemteil L ngssteg Quersteg Kontaktelement Lasteinleitungs Elemente Elemente f r S1 platte Stahl LAC LAC ANSYS Element ANS07 Solid 65 Solid 65 Conta 173 Solid 45 Targe 170 Ursprungsmodul Eo 4000 3000 0 200 000 N mm Druckfestigkeit fem bzw 6 48 4 75 Co N mm Zugfestigkeit ftu 0 4 0 3 525 Nimm Reibbeiwert Koh sion C N mm 0 01 Coulomb Friction Model T u on C Angabe der Trockenrohdichte f r LAC N mm SDL L ngsstege gt SDL Querstege Druckspannung positiv mm m 0 5 5 Zugspannung Abbildung 5 40 Spannungs Dehnungs Linien f r L ngs und Quersteg als idealisierte Materialkennlinie des FEM Modells Ansatz DIN 1045 1 aber mit ko 1 25 u Eo Ecm nach DIN EN 1520 Abbildung 5 41 Darstellung der Elemente mit unterschiedlichen Materialien Farben und Lage der Kontakt elemente im durchsichtigen Ansichtsmodus f r konische Stegabbildung des Probek rpers S1 Wegen dem mehrachsigen Spannungszustand im Bereich der Lasteinleitungsplatten und der geringeren Steifigkeit bzw Zugfestigkeit der Querstege treten die ersten Risse in der FE Berechnung 138 5 Untersuchungen zum Gr en und Schlankheitseffekt auf die resultierende Festigkeit im Bereich der behinderten Querdehnung in den u eren Eckbereichen der Probek rper auf Im weiteren Verlauf der Laststeig
410. nittsfl che anzugeben ist muss die so ermittelte auf die Materialfestigkeit bezogene Druckfestigkeit wie folgt umgerechnet werden N D St Netto Pos Gl D 12 OO LAC Agruno O0 LAC Brutto A Dabei betr gt der Anteil der Lochkammern f r die in der Marktstudie untersuchten Lochsteine des Typs Vbl SW 2 zwischen 7 bis 23 der Bruttoquerschnittsfl che Damit ist es auch m glich den Einfluss der Materialdruck und Zugfestigkeit in Form der Spaltzugfestigkeit f r die ma gebende Querrichtung f r die Brutto Lochsteinfestigkeit in Bezug auf die Materialdruckfestigkeit bei 80 90 der Bruchlast Aufspalten der Querstege anzugeben Auf Grundlage der Gl D 10 mit Aufl sung nach Ds s Gl D 13 kann gezeigt werden dass mit ansteigendem Verh ltnis OoLac f ccsz die bezogene Steindruckfestigkeit 1 B ps OoLac sinkt s Abbildung D 11 Das bedeutet je geringer die Biegezug bzw Spaltzugtragf higkeit des Materials unter lokalem Druck ist desto geringer ist auch die Steindruckfestigkeit Eine Herleitung des Zusammenhangs nach Gl D 13ist dem Anhang D 4 1 zu entnehmen Pos SE mit F o L 02 7 SZ y I S E F o GE Ins Mit Hilfe der Flie regeln kann somit f r jede beliebige Lochsteinform mit rechteckf rmiger Gitterstruktur der ta GI D 13 Innenstege nach experimenteller Bestimmung der Materialparameter f bzw Oorac und fu die Lochsteindruckfestigkeit bestimmt werden Ersatzweise kann die Materialzugfestigkeit fa und der
411. nsk mung Gesteins A Aas Sn Zn o Bims HET Hut 800 o Gesinterte Flugasche Bl hschiefer e D Kesselsand Rlcahlon 600 Kesselsand 3 400 esintede SEA 5 E hut Lena 8 200 Kies Spliti 0 0 500 1000 1500 2000 2500 3000 4 amp 800 1000 1200 1400 1600 1800 2000 Komiohdichte pa Ikgirm S E E E Kornrohdichte pa kg m Abbildung 2 5 Spektrum der Kornrohdichten und Zusammenhang zwischen Sch ttdichte und Kornrohdichte nach Fau03 ELCOO f r Leicht und Normalzuschl ge Naturbims Der n der deutschen Mauersteinproduktion zumeist eingesetzte Naturbims entstammt dem Neuwieder Becken Der Bims ist ein poriges Granulat das vor 11000 Jahren bei einem Vulkanausbruch entstanden ist Neu0l Es besteht nach Angaben von Neunast Neu01 zu 85 aus Luft in Form von fein verteilten Poren die f r die relativ geringe Kornrohdichte verantwortlich sind Da der Bl hprozess durch einen Vulkanausbruch bedingt war entsteht bei diesem Zuschlag kein Verbrauch an zus tzlicher Prim renergie zur Herstellung Bl hglas Bl hglas wird durch das Bl hen von geschmolzenem rezyklierten Altglas erzeugt Das gebrochene und feingemahlene Rohgranulat aus Altglas wird in Bl h fen bei 750 bis 900 C gesintert und aufgesch umt ELC98 Bl hglas ist dabei besonders druckfest nicht brennbar wie auch Bl hton frostbest ndig und weist besonders niedrige W rmeleitf higkeiten von bis zu 0 07 W mK Bos08 aufgrund geringer Kornrohdichten auf vgl
412. nstellung der berechneten Weibull Parameter Gegen berstellung der verschiedenen Verfahren Probenserie Bruchfestigkeit ou Weibull Modul Weibull Modul Bestimmt N mm m heits m mit Grenzen des 95 graphisch amp Numerisch ma zweiseitigen analytisch Likely Hood R Vertrauensbereichs DIN 55303 7 Druckfestigkeit 5 112 Serie V1 28d 5 22 lt 6 48 lt 8 19 2 6 41 0 934 Vollstein 5 675 Druckfestigkeit 5 Serie V1 195d 8 01 26 17 39 77 0 853 Vollstein Biegezugfestigkeit 751 Serie V1 195d 1 85 lt 2 04 lt 2 27 2 8 37 0 904 Prismen 8 15 Druckfestigkeit 5 Vollstein gesamt 7 41 5 214 7 57 0 913 n 12 In normativen Texten zu Materialeigenschaften von Betonen vgl Tue07 wird oft als statistische Verteilung f r d e charakteristische Druckfestigkeit des Materials die Normalverteilung angewendet Die hier untersuchten LAC Betone weisen allerdings eine Rechtsschiefe der Verteilung auf vgl Abbildung 6 3 Das bedeutet dass im Vergleich zur Standardnormalverteilung h ufiger sehr geringe Werte der Druckfestigkeit auftreten Dieses Verhalten st allerdings plausibel da evtl die Pr fk rper infolge der haufwerksporigen Struktur vorgesch digt sind bzw einen schlechten Punkt zu Punkt Kontakt aufweisen w hrend Festigkeiten weit ber dem Mittelwert unwahrscheinlicher sind Ausgewertet wurden verschiedene LAC Rezepturen mit Trockenrohdichten von 800 bis 1700 kg m Zur Anwendung kam die Mathematik St
413. nter dem Gesichtspunkt des zunehmenden Konkurrenzdrucks unter den Herstellern mit der Entwicklung von Highend Steinen mit Werten lt 0 10 W mK nicht zu Lasten der Tragf higkeit vorgenommen werden Durch die Marktstudie wird demnach eindeutig ein Forschungsbedarf auf der Materialseite der haufwerksporigen Leichtbetone LAC zur sicheren Erreichung der deklarierten Eigenschaften im Endprodukt dokumentiert d LEICHTBETONENTWICKLUNG Da die Kenntnis der Herstellung von haufwerksporigen Leichtbetonen bei den Herstellern 1 d R auf Erfahrungswerten f r die jeweiligen lokal vorliegenden Produktionsbedingungen und Zuschl gen beruht und sich auch nur wenige Arbeiten und Ver ffentlichungen mit dieser Thematik wissenschaftlich auseinandersetzen vgl Kva0l Voc59 Vo 09 Sag99 wird der gezielten Entwicklung gerade von funktional beschreibbaren thermischen w e mechanischen Kennwerten von LAC im Zusammenhang mit der Prototypentwicklung ein eigenes Kapitel in dieser Arbeit gewidmet Selbst im Fib Bulletin 4 und 8 FIB99 FIBO0 als Erweiterung zum Model Code 90 f r Normalbeton MC90 wird sogar f r den bereits mehrfach in der Literatur Fau03 und n wissenschaftlichen Arbeiten Arn86 behandelten gef gedichten Leichtbeton LC ein gro er Forschungsbedarf festgehalten Deshalb befasst sich das folgende Kapitel 4 ausf hrlich mit der Entwicklung von LAC Betonen auf Grundlage unterschiedlicher Leichtzuschl ge mit dem Ziel der genaue
414. nungsfaktoren Fm DIN EN 1745 und damit folglich die Bestimmung der w rmeschutztechnischen Bemessungswerte erfolgt innerhalb der Untersuchungen zur Marktstudie nach DIN EN ISO 10456 ber die dort angegebenen Feuchteumrechnungskoeffizienten fa bzw f in Abh ngigkeit eines sogenannten Bezugsfeuchtegehaltes Zur Einstufung in die Rohdichteklasse wurden sowohl DIN V 4108 4 2007 als auch DIN V 4108 4 2004 herangezogen da die letztgenannte Norm bei Erteilung der Zulassungen f r die meisten Mauersteinprodukte der Marktstudie galt Zur Verdeutlichung des Vorgehens nach den einzelnen 48 3 Stand der Technik Marktstudie normativen Verweisen seien im Anhang A nachfolgend Beispielberechnungen f r den auch extern gepr ften Mauerstein der Kennung F der Marktstudie angegeben Wie aus Abbildung A 1 hervorgeht liegen die Zuschlagswerte zur Ber cksichtigung der Feuchte auf die W rmeleitf higkeit nach den heutigen Normvorgaben zwischen 3 und 18 f r die blicherweise bei der Herstellung von Mauersteinen verwendeten Ausgangsstoffe bzw Materialien Zu beachten st allerdings dass auf den verschiedenen Normungsebenen w e der deutschen DIN 4108 4 bzw europ ischen Normungsebene z B DIN EN 1745 verschiedene Klimarandbedingungen vgl Abbildung A 1 z B 23 C 50 rb oder 23 C 80 r F vorgegeben sind nach denen der mab gebende Feuchtegehalt zur Bestimmung des Bemessungswertes der W rmeleitf higkeit zu bestimmen ist AA Ze A o H tten
415. nungsverteilung im Gef ge aus bt Die Zugfestigkeit der Leichtbetonstruktur f llt nach seinen Untersuchungen geringer aus als die der beiden einzelnen Komponenten selbst wenn Zuschlag und Matrix die gleichen Zugfestigkeiten und E Moduln aufweisen F r Normalbeton wie auch gef gedichten Leichtbeton k nnen die verschiedenen Zugfestigkeiten wie Spaltzug Biegezug und zentrischen Zug in Abh ngigkeit der Zylinderdruckfestigkeit durch einen Exponentialansatz der Form beschrieben werden vgl DIN 1045 1 2008 EC 2 2003 Fau03 f e f mit c 0 32 bis 0 6 Biegezug c 0 18 bis 0 33 Spaltzug c 0 18 bis 0 32 zentrischer Zug Gl 2 1 F r LAC Betone untersuchte z B Kvande Kva0l in seiner Arbeit einige mechanische Materialkennwerte von LECA Mauerwerk allerdings nur von einer Vollsteinsorte der Rohdichte 770 kg m mit einer Steindruckfestigkeit von ca 3 N mm und einem E Modul von ca 3000 N mm An LAC Prismen 60 x 70 x 150 mm aus diesem speziellen Bl htonzuschlag und nur mit dieser einen Rohdichteklasse wurden die zentrischen Zugfestigkeiten f r die drei orthogonalen Richtungen aus dem Vollstein getestet Zudem wurden f r eine Richtung die Proben nach Lagerung im Raumklima 20 C und 60 r F sowie nach Trocknung im Ofen bei 105 C gepr ft Die Einzelwerte der zentrischen Zugfestigkeit schwanken zwischen 0 36 bis 0 6 N mm Als Mittelwert ergab sich ein Wert von 0 5 N mm unabh ngig der Lagerungsart bzw der
416. obek rper zeigt dabei keine signifikanten Abweichungen zu den internen Messergebnissen s Abschnitt 3 4 1 Externe Kontrolle 3 3 Einflussfaktoren auf den Bemessungswert der W rmeleitf higkeit 3 3 1 Einflussfaktor Feuchtegehalt Auswertungsverfahren Die thermischen Messungen zur Bestimmung der quivalenten W rmeleitf higkeit von Mauersteinpr fk rpern unter Einfluss der Lager und Sto fugen aus der Marktstudie erfolgten an ofentrockenen Proben die gem DINEN 772 13 bis zur Massekonstanz im Ofen bei 105 C getrocknet wurden Durch Messung von ofentrockenen Proben wird gem DINEN 1745 der sogenannte Basiswert der W rmeleitf higkeit Aioay PZW ox bestimmt Da aber im wirklichen Bauwerk die anorganischen Baustoffe eine nat rlich vorhandene Feuchte aufweisen und nicht im ofentrockenen Zustand vorliegen wird deren W rmeleitf higkeit infolge dessen erh ht und folglich die W rmed mmung z B der betrachteten Au enwand reduziert vgl Abbildung 3 4 Deshalb kommt dem Einfluss der Feuchte zur Bestimmung des Bemessungswertes der W rmeleitf higkeit eine entscheidende Bedeutung zu Zur Bestimmung des Bemessungswertes A DIN V 4108 4 2007 bzw Rechenwertes Au DIN EN 1745 sind die Messwerte im trockenen Zustand des Mauersteins nach DIN V 4108 4 2007 bzw der mittlerweile zur ckgezogenen DIN V 4108 4 2004 auf die obere Rohdichtegrenze der jeweiligen Rohdichteklasse zu extrapolieren Ajotrex Die Festlegung der Feuchte Umrech
417. oben S2 vermessen mit optischen Mess System f r den letzten Lastschritt Des Weiteren werden Bruchbilder der Proben S1 gezeigt die nach kraftgeregelten Druckversuchen aufgenommen wurden Abbildung 5 23 Sie belegen einen mehr oder minder senkrechten Spaltriss im Bereich der Querstege wie dies auch bereits in Schuh00 f r Hochlochziegel und Leichbetonlochsteine dokumentiert wurde 5 2 Bestimmung der Traglast kleinformatiger Wandscheiben vs Lochsteinfestigkeit 121 Abbildung 5 23 Bruchbilder Proben S1 nach Belastungsversuch e Weiterf hrende Versuche zum Einfluss der Querstege Zus tzlich zu den bereits vorgestellten Untersuchungen an Mauersteinausschnitten S 1 und S2 mit einer unterschiedlichen Anzahl an Luftreihen und damit Querstegen wurden zudem zur Untersuchung einer m glichen st tzenden oder gar festigkeitsmindernden Wirkung der Querstege auf das gesamte Tragsystem eines Lochsteins des Typs Vbl SW 20 DF die Querstege in ganzen Lochsteinen und Lochsteinausschnitten entfernt Die nachfolgende Abbildung zeigt den Zuschnitt der Lochsteine Durch eine spezielle S gevorrichtung mit doppelten Fuchsschwanzs gebl ttern konnte eine eindeutige mechanische Trennung der konisch zulaufenden L ngstege im Lochstein realisiert und der 1 cm dicke Betondeckel auf der ganzen Steinl nge durchtrennt werden Somit entstehen 10 einzelne L ngsstege im Abstand der Luftspalten von ca 10 mm die nur durch die u eren Randbereiche mechanisch miteinan
418. ock P E Universit t ER nach Hersteller Kennung Geer e Luxemburg angaben wertes Ptrm kg m 531 529 500 bzw 550 to W MK 0 119 0 120 Fr D bzw Ar W mK 0 145 f r 0 145 f r 0 12 Extrapolation auf Extrapolation auf f r p 550 kg m p 550 kg m p 550 kg m S A o r W MK 0 118 0 111 prm bom 500 SE Fm bzw Ar prm bom 450 A1o tr W mK 0 113 0 107 M VI SW 2 0 45 0 14 0 14 A bzw AR A 14 W mK Extrapolation auf Extrapolation auf 0 11 p 500 kg m p 500 kg m Die n Tabelle 3 4 angegebene Brutto Trockenrohdichte der Mauersteine wurde als Mittelwert sowohl an der Universit t Luxemburg an 6 12 Einzelsteinen w e auch bei der externen Kontrolle an 3 Steinen pro Steintyp nach DIN EN 772 13 2000 bestimmt Die f r die vorhandenen Rohdichten der Steine aus Einzelmessungen bestimmten W rmeleiti higkeiten werden entsprechend der Zuordnung in Rohdichteklassen auf die Obergrenze der Rohdichteklasse extrapoliert Hierzu wird die Abh ngigkeit der W rmeleitf higkeit des Steinmaterials von der Rohdichte nach DIN V 4108 4 2007 benutzt Beispielhaft ist die Berechnung f r den Stein mit der Kennung F im Anhang A in Abbildung A 1 vorgef hrt worden Der prinzipielle Berechnungsablauf von Ann e Kann der Abbildung 3 8 entnommen werden Wie bereits eingangs erw hnt besteht ein wesentlicher Unterschied bei der an der Universit t angewandten Pr fmethode im Vergleich zur DIBt Richtlinie DIBt03 darin dass
419. of bieden wij garantie in verband met de verwerking eman Proeven door uzelf uit te voeren gewen uitsluitsel omtrent de juiste omstandigheden onder dewelke het produce most gebruikt en verwerkt worden Bij twijfel kan u ons steeds contacteren woor eventueel bijkomend advies Abbildung B 5 Technisches Merkblatt zu einem der verwendeten fl ssigen Stabilisierer A 10 CHRYSO Aquab ton Adjuvant anti d lavage Descriptif CHRYSO Aquab ton est un adjuvant en poudre destine la fabrication des b tons devant tre coul es sous l eau et soumis des contraintes de d sagr gation ors de leur mise en place Gr ce CHRYSO Aquabeton ces b tons peuvent tre mis en place sans d lavage et sans s gr gation du b ton frais CHRYSO Aquab ton permet d obtenir des slumps de l ordre de 20 cm dont le d lavage sera inf rieur 3 La mise en uvre du b ton sera grandement facilit e y compris sous l eau le b ton se met en place sans vibration Application Domaines d application Tous types de ciments Construction de barrages R paration d ouvrages d art Piles de pont Blocage de moellons sous eau Tous travaux immerges demandant une mise en place facile et des oaranties de r sultats Mode d emploi Plage de dosage 0 6 1 du poids du ciment Ce dosage peut tre augmente jusqu 1 5 en fonction des difficult s de mise en uvre fort courant mar e etc Pour des dosages diff rents nous con
420. offgesetze 35 2 3 2 Dimensionslose Darstellungsweise der Spannungs Dehnungsbeziehungen 35 2 3 3 Werkstoffgesetz nach DIN 1045 1 S Schnittgr enermittlung 37 2 3 4 Werkstoffgesetz nach DIN 1O4 1IBi Bemeseung en 38 2 3 9 Werkstoffgesetz nach DIN EN 120 38 2 3 6 Spannungs Dehnungs Linien aus der Literatur ne nnnnnnnnnnn nennen 39 2 4 Zusammenfassung und offene Fragen 2 2200022u000nan0nnnnnnonnnnnunnnnnnnnn 40 3 STAND DER TECHNIK MARKTSTUDIE NNN ENNEN NENNEN KEN NN ENNEN NENNEN NENNEN NENNEN ENNEN NENNEN 42 4 Inhaltsverzeichnis 3 1 V rSUICNSPDIOOFAMM s nan no de aa est nent 42 3 2 Messverfahren zur Bestimmung der W rmeleitf higkeit von NEIER EE eege Eege 43 3 3 Einflussfaktoren auf den Bemessungswert der W rmeleitfahigkeit 47 3 3 1 Einflussfaktor Feuchtegehalt Auswertungsverfahren nenne nennen 47 33 2 Einflussfaktor Trockenrohdichte LL 49 3 4 W rmeleitf higkeit der Mauersteine aus der Marktstudie 50 3 4 1 Externe Kontrollmessungen zur W mmelett ugket nennen 52 3 5 Pr fung der Mauersteindruckfestigkeit KEES KENNS 54 3 5 1 Ergebnisse der intern und extern durchgef hrten Druckfestigkeitspr fungen 54 3 6 Ableitung des Optimierungs und Forschungsbedarfs aus der MAFICES CLIC nn ne ee tante nn dos eat e ee cet 56 3 7 Fazit und Bewertung der Ergebnisse aus der M
421. on EN 12620 normale und schwere Gesteinsk rnungen f r Beton EN 13055 1 Teil 1 Leichte Gesteinsk rnungen f r Beton und M rtel Leichtzuschl ge Bezeichnung bis 2002 ersetzt durch leichte Gesteinsk rnungen s DIN 4226 2 2002 02 Gesteinsk rnung Zement In der Praxis werden bei haufwerksporigen Leichtbetonen nach Dehn Deh98 bzw Aur71 Spi75 zwischen 140 und 250 kg m bzw nach Voc59 Sag99 Vo 09 und Kva01 zwischen 100 bis 200 kg Zement pro Kubikmeter Fertigbeton verwendet F r die eigenen Untersuchungen erstreckte sich die gew hlte Bandbreite von 105 bis 270 kg m um die n tigen Druckfestigkeiten zur Herstellung von Mauersteinen zu erzielen Dabei werden zur Herstellung von Mauersteinen und Fertigteilen aus haufwerksporigen Leichtbeton Portlandzemente CEMI und Portlandkompositzemente CEM II eingesetzt Zem02 Sag99 Kva01 In einer exemplar schen Zusammensetzung nach Thienel Thi05 wurden z B 200 kg m eines CEM I 42 5 R verwendet weil aufgrund des Herstellprozesses eine hohe Gr nstandfestigkeit des Frischbetons und damit Anfangserh rtung des Zementes besonders wichtig ist Voc59 Somit kommen in der Praxis f r haufwerksporige Leichtbetone nur 2 Zementarten der insgesamt nach DIN EN 197 1 genormten f nf Hauptzementarten CEM I bis CEM V zum Einsatz Zem02 Da Zement in w rmetechnischer Hinsicht wegen der Bildung von dichten Hydratationsprodukten bis zur Erh rtung nicht vorteilhaft st
422. on Mauerziegeln und Kalksandsteinen mittels Sandf llung Deutsche Institut f r Normung e V Beuth Verlag Berlin September Mai 2005 DIN EN 772 1 DIN EN 772 1 2000 Pr fverfahren f r Mauersteine Bestimmung der Druck festigkeit Deutsche Institut f r Normung e V Beuth Verlag Berlin September 2000 DIN EN 771 1bis5 Festlegungen f r Mauersteine Teil 1 Mauerziegel 2003 Teil 2 Kalksandsteine 2003 Teil 3 Mauersteine aus Beton mit dichten und porigen Zuschl gen 2005 05 Teil 4 Porenbetonsteine 2003 Deutsches Institut f r Normung e V Beuth Verlag Berlin L 8 DIN EN 933 DIN 1053 100 DIN EN 992 DIN 1045 2 DIN 1045 1 DIN 1048 1 DIN 1053 1 DIN EN 1097 6 DIN EN 1097 5 DIN EN 1520 DINEN 1521 DIN EN 1745 DIN EN 1934 DIN EN 1992 1 1 DIN EN 1996 Teil 1 DIN EN 1996 Teil 3 DIN V 105 2 2002 9 Literatur Pr fverfahren f r geometrische Eigenschaften von Gesteinsk rnungen Teil 1 Bestimmung der Korngr enverteilung Siebverfahren Deutsches Institut f r Normung e V Beuth Verlag Berlin Januar 2006 Mauerwerk Teil 100 Berechnung auf Grundlage des semiprobabilistischen Sicherheitskonzepts DIN Beuth Verlag Berlin August 2006 und September 2007 Bestimmung der Trockenrohdichte von haufwerksporigen Leichtbeton Deutsches Institut f r Normung e V Beuth Verlag Berlin September 1995 Tragwerke aus Beton Stahlbeton und Spannbeton Teil 2 Beton Festlegung Eigenschaften
423. on sein geringes Gewicht welches zumeist durch porige Leichtzuschl ge und Lufteinschl sse erzielt wird W hrend die Trockenrohdichte f r Normalbeton in einer Bandbreite von 2000 kg m lt p lt 2600 kg m Cem06 Zem02 begrenzt ist werden Betone mit Trockenrohdichten unter 2000 kg m als Leichtbetone bezeichnet Im Vergleich zu gef gedichten Normalbeton aus dichten Gesteinsk rnungen und dichtem Zementstein unterscheidet man bei Leichtbeton mehrere Arten von Leichtbetonen in Abh ngiskeit der Art des Einbringens der Poren in das Leichtbetongef ge Prinzipiell lassen sich Leichtbetone ber die Einteilung in Korn Matrix und Haufwerksporigkeit unterscheiden vgl Bos08 Fau03 Kombinationen aus diesen drei L sungen sind zudem auch in der Praxis anzutreffen Generell lassen sich Leichtbetone wie folgt einteilen n Gsef gedichter Leichtbeton mit Kornporosit t Porenleichtbeton Porenbeton Haufwerksporiger Leichtbeton mit dichter oder por ser Gesteinsk rnung Kornporosit t bedeutet dass Normalzuschl ge durch porige Zuschl ge sogenannte genormte Leichtzuschl ge gem DIN EN 13055 1 ersetzt werden und sich die Lufteinschl sse in der leichten Gesteinsk rnung befinden Somit erh lt man einen so genannten konstruktiven Leichtbeton mit geschlossenem Gef ge der deshalb auch als gef gedichter Leichtbeton LWAC Light Weight Aggregate Concrete bzw LC bezeichnet wird Diese Betone sind f r einen Rohdichtebe
424. one im Vergleich zu Normalbeton anspruchsvoller und die Stoffkosten der Ausgangsmaterialien h her sind Nach Sagmeister Sag99 bestehen ca 15 der Mauersteinproduktion in Deutschland aus haufwerksporigen Leichtbeton 2 1 2 Mischungsentwurf und Frischbetoneigenschaften von LAC Der Mischungsentwurf eines haufwerksporigen Leichtbetons unterscheidet sich deutlich von dem von sef gedichtem Beton Haufwerksporige Leichtbetone k nnen nicht nach den f r Normalbeton bekannten Verfahren der Festlegung des Wasser Zement Wertes w z Wert ber die Expositionsklassen und die Stoffraumrechnungen nach DIN 1045 2 und DIN EN 206 1 berechnet werden Durch die Stoffraumrechnung wird bei Normalbeton festgestellt welche Raumanteile Zement Wasser Gesteinsk rnung Zusatzstoffe und Luft in lm verdichtetem Beton einnehmen Der 10 2 Theoretische Grundlagen Stoffraum wird dabei aus dem Gewicht und der Dichte der Ausgangsmaterialien ermittelt Da aber bei haufwerksporigen Leichtbeton das Volumen der Luft zwischen den Zwickeln der Zuschl ge nur sehr grob abgesch tzt werden kann und auf eine Vielzahl von Einfl ssen beruht Aur71 erfolgt eine Vordimensionierung auf Bas s der Sch ttdichte des groben Leichtzuschlags und der Bestimmung der S eblinie Dabei wird der Zuschlag wegen der sehr unterschiedlichen Sch ttdichten im Vergleich zu Zement und Normalzuschl gen w e Normalsand nicht massenbezogen sondern volumetrisch dosiert F r eine erste Absch tzung is
425. onen mit oft bis zu vier verschiedenen Ecksteinen F r diese vereinfachte Ecksteinl sungen wurde die Variante 1 Abbildung 7 3 mit einem geschlossenen Leichtbetonkasten und asymmetrischer Kernd mmung entworfen Dieser Eckstein wird auf der Baustelle je nach Bedarf f r die jeweilige Innen oder Au enecke mittels Steins ge zugeschnitten s Abbildung 7 3 rechts und Abbildung 7 5 Der asymmetrische D mmstoffkern ist genau wie der entsprechende Universalstein zum System bezeichnet als Typ 1 s Abbildung 7 1 links mit vier 2 mm starken Edelstahlankern mit den umgebenden LAC Schalen verbunden Zur gleichzeitigen Ausbildung von linken und rechten Innen wie Au enecken mit nur einer Schalung im Herstellwerk kann der Eckstein um 180 um die L ngsachse gedreht werden ber L ngsschlitze im D mmstoff ober und unterhalb der innenliegenden Edelstahlanker kann die D mmlage zur Ausbildung eines vertikalen Versatzes von D mmung und Tragschale und zur Unterbrechung der in Luxemburg bevorzugt verwendeten Dickbettlagerfugen von 1 2 cm durch Handdruck nach oben oder unten um 2 cm verschoben werden 7 4 Ecksteinl sungen 181 Neben den Zeichnungen mit Angabe der Systemabmessungen von zwei unterschiedlichen Sandwichstein Eckl sungen Variante 1 und 2 sind auch die zugeh rigen Planungsraster nach der oktametrischen Ma ordnung 1 8 m DIN 4172 dargestellt s Abbildung 7 5 Diese Ma ordnung wird im deutsch luxemburgischen Raum bevorzugt f r
426. ontale Einwirkung wird gem Untersuchungen am IFF in Weimar Kuc92 am ehesten eine dichteste Packung der haufwerksporigen Betonstruktur erreicht Als Grund wird die Coulombsche Reibung zwischen den Zuschl gen angef hrt die vorherrschend die erste Phase des Verdichtungsprozesses bei sch ttgutartigen Betonen wie LAC bestimmt s Abbildung 2 8 Phase I rechts F r Kuch steht auch fest dass das Verdichtungsverhalten von z B Mauersteinen aus LAC durch die H he der statischen Auflastkraft wesentlich beeinflusst wird Durch zu hohen Auflastdruck wird die f r eine gute Verdichtung erforderliche relative Bewegung der Gemengeschichten und die Drehung der Zuschlagteilchen behindert wodurch es zu einer Art Verspannung im Gef ge kommt Dadurch k nnen also auch zu hohe Auflasten zu geringeren Frischbetonrohdichten f hren Als f r die Praxis optimale technische Maschinenparameter werden vom IFF Weimar f r die Vorvibration w hrend des F llvorganges eine Erregerfrequenz von 15 bis 25 Hz und f r die Hauptvibration als letzte Phase der Verdichtung eine bliche Bandbreite von 40 bis 70 Hz bei Beschleunigungsamplituden von 6 bis 10 g angegeben Schwingamplituden 1 2 8 mm Die Erregerfrequenz am Vibrationstisch des Brettfertigers schwankt somit zwischen 44 und 50 Hz je nach Betonrezeptur und Schalungsform Als praktikable Kontrollkennwerte werden m der Produktion zus tzlich die H he der verdichteten Fertigteilprodukte und die Frischbetonrohdich
427. opfvariante als verlorene Schalung A 60 Konterlattung Unterspannbahn Diffusionsoffen Vollschalung 4 k Zwischensparrendammung d K N d e ER v vw Dampfbremse D NV GLP Le S E NW Su LA Eie j N E d RS 7 e Fufptette Dauerelastische Fuge Fe or Gei de see stahlbeton bech g Ringanker gem Statik K de D Ke 2 4 RE www dee A d GC wl X Cal AA GEN Sie 226 Le Cr RE e d Stahlbetondecke Deckenrandabschalung aus EPS gem Statik d 17 cm h variabel FFE ee ee ee de ke Ge Ce be Ce GC dee pese F F A Re d Sien d Gewebespachtelung und Deckputz e50 e ee L BR BECH rat RR Ge de k CN Ce ve Gei H henpassstein 3 25 cm aus VBL E Anhang Prototypentwicklung Verbundstein Konterlattung Unterspannbahn Diffusionsoffen Vollschalung N Zwischensparrend mmung DEN U Dampfbremse LA Fu pfette ES BSA TS PS N Q Stahlbeton Ringanker gem Statik D D d KA Re xx X x RS e Anlegem rtel IR XI SC Se Fu bodenaufbau EEE nach Vorgabe ka 2 et RUN N AN a Stahlbetondecke gem Statik E x d A AVAVAS e EE Deckenrandabschalung aus EPS d 17 cm h variabel ee E ERS DO d ES S PR PR S RR IE SE es x H
428. orliegenden Untersuchungen mit steigender Rohdichte ab Exemplarisch sei hier die Mischungsrezeptur Al in einem Rohdichtebereich von 900 bis 980 kg m angef hrt Dies bedeutet dass ab einer Rohdichte von ca 850 kg m die L ngsstauchungen weniger von der Verdichtung und sich einstellenden Haufwerksporigkeit sowie der G te des Punkt zu Punkt Kontaktes zwischen den Zuschl gen abh ngen Vielmehr ist davon auszugehen dass die L ngsstauchungen von LAC Betonen von der Zuschlagsart und deren Anteil in der Mischungszusammensetzung beeinflusst werden 4 8 Weitere bemessungsrelevante mechanische Eigenschaftswerte von LAC 79 9000 m nach DIN EN 1520 berechneter E Modul 8000 nach DIN EN 1352 gemessener E Modul 20000 7000 Poly nach DIN EN 1520 berechneter E Modul 17500 ZS Power nach DIN EN 1352 gemessener E Modul S ZS AR 6000 m S 15000 u best 5 R e Y Prod gem BEES o A a 5000 gt D 12500 R 0 90 Net petz 894 97 R u o R hen Y Lab gom 1644 7x07722 ye E 2 4000 R Gest j q 2 10000 GC 3 K N 7500 a apog s a Zylinder aus Vollbl cken aus Produktion OI me 4 LL a 2000 5000 get A E Modul berechnet f r Produktion Y Lab ber 10 862x 929 15x 493 14 N Ki Be 0 93 F Se pi 1000 2500 Power E Modul berechnet f
429. orliegenden Interaktionsdiagramm eine totale Ausmitte von amp o er r 1 32 mm bei Erreichen der Kurve der Grenztragf higkeit 6 2 Modell zur analytischen Beschreibung der Lochsteinfestigkeit von W rmed mnmsteinen 6 2 1 Zielsetzung und Vorgehensweise Ein grundlegendes Ziel dieser Arbeit ist es Kenntnisse ber verschiedenartige Einflussfaktoren auf die Druckfestigkeit von Lochsteinen zu erlangen Im Zuge der Marktstudie Kapitel 3 sowie durch vergleichende Untersuchungen an Standardpr fk rpern und an einzelnen Innenstegen aus Lochsteinen Kapitel 5 konnte festgestellt werden dass die Lochsteinfestigkeit deutlich unter der an kompakten Proben getesteten Materialfestigkeit des LAC liegt Dabei wird die getestete Bruchlast bei den Lochsteinen auf die mittlere Nettoquerschnittsfl che unter Abzug der Lochkammern bezogen Die Materialfestigkeit wird an kompakten Standardpr fk rpern wie Vollsteinen W rfeln und Biegebalken bestimmt Dazu wurde im Vorfeld versucht vgl Kapitel 5 1 und 5 2 die Einfl sse von Rohdichte Bef llungsvolumen bzw Gr tkorn und Probenschlankheit sowohl an kompakten Standardpr fk rpern wie auch an Innenstegen aus Mauersteinen zu benennen Eine genaue Auswertung der Testergebnisse der Traglast von schlanken Innenstegen aus LAC erfolgte im vorherigen Abschnitt 6 1 n Bezug auf bereits bekannte normative Bemessungsans tze Dies zeigt dass die experimentellen Datens tze an kleinformatigen einzelnen Wandscheibe
430. p fr Yawn oder Fn olo uzmu nach Tabelle A 4 DIN EN 1745 Betonsteine mit Bims als einzigem Zuschlag Jy 4 m m Tab A 6 Betonsteine mit Bl htonzuschlag T a 4 kg kg Tab A 9 Betonsteine mit anderen Leichtzuschl gen Ty 4 m m Hinweis falls keine nationalen Richtlinien existieren ist f r alle Materialarten Geometrien ein Feuchteumrechnungskoeffizient von 6 zu verwenden d h R Wand ndert sich um 6 je Prozent Anderung d Feuchtegehalts s S 11 DIN EN 1745 Tabellierte Bemessungswerte nach DIN EN 12524 07 2000 Tab 2 bzw DIN EN ISO 10456 2005 06 Tab 4 f r feuchtetechnische Eigenschaften Beton mit Bimszuschl gen bei 23 50 bei 23 80 y mm y m m P r 500 bis 1300 kg m 0 02 0 035 Feuchteumrechnungskoeffizient Jy 4 m m Berechnung 4 0 035 0 02 Fas e 1 06 Randbedingung 2 23 80 und Randbedingung 1 23 50 Fe mmh 1a5 R2 23 80 R1 trockener Zustand gilt f r Messung Plattenger t vgl Wert nach DIN 4108 4 Tab 5 s o A 2 A Anhang Marktstudie Bestimmung des Bemessungswertes der W rmeleitf higkeit nach DIN 4108 4 nach Tabelle 4 Z 2 2 Feuchtegehal 0 045 kg kg entspricht 4 5 M f r LAC mit Bims nach Zulassung des Block F me 4 5 M vgl Angabe Norm s o bei 23 C 80 r F s S 5 der Zulassung Gepr ft nach Lagerung 23 80 bis Ausgleichsfeuchte durch Adsorption ne 4 35 M ok Umrechenwert f r den Feuchtegehalt f r Wandbaustoffe nach Tabelle 5 Beton mit Bimszuschl
431. paltbruch aJE41 VbI t 17 5cm LM36 b JC26 K5 3DF MG Il Abbildung 2 18 Bruchfiguren von Mauerwerk unter zentrischem Druck aus Glo04 bzw Test von zentrisch gedr ckten 4 Steinpr fk rpern aus J g02 rechts oben amp unten links untern klassisches seitliches Ausweichen unter vertikaler Druckbelastung einer bewehrten Stahlbetonst tze Nem04 2 2 Tragverhalten von W nden aus Mauerwerk und unbewehrten Betonen 29 2 2 1 Stand der Technik und Normung zur Bemessung unbewehrter W nde Die Tabelle 2 2 soll einen berblick der innerhalb dieser Arbeit ausgewerteten Normen aus dem Beton und Mauerwerksbau geben die als derzeitig g ltige Berechnungsvorschriften vergleichsweise den experimentell bestimmten Traglastfaktoren im weiteren Verlauf der Arbeit gegen bergestellt werden Tabelle 2 2 bersicht der im Verlauf der Arbeit vergleichend und kritisch bewerteten Normen zur Bestimmung der Traglast von unbewehrten Wandquerschnitten Norm Titel Beschreibung der Norm Anwendungsgebiet DIN 1045 1 2008 08 bzw Tragwerke aus Beton Stahlbeton und Spannbeton Teil 1 DIN 1045 1 2001 07 Bemessung und Konstruktion Bemessungsregeln f r unbewehrte Betonw nde aus gef gedichten Betonen 3 EC 2 Eurocode 2 Z Bemessung und Konstruktion von Stahl und 2 DIN EN 1992 1 1 2005 10 Spannbetontragwerken Bemessungsregeln f r unbewehrte N Betonw nde aus gef gedichten Betonen DIN EN 1520 2007 10 Vorgefertigte bewehrte Bauteile aus haufwerksporigem
432. r f 0 614 0 373 A re Zylinder kernen NB 210 AL u D 1 501 S 50 k h d 2 1 25 Datenpaare mit A h d lm amp 150 1 300 10 und 15 cm s Abbildung 5 2 0 5 bis 2 0 Zyl A h d Bonzel Bon59 05 14 20 1 15 1 30 Normalbeton NB Zylinder 1 1 1 20 engl amerikanische 1 h d 2 1 5 1 02 1 06 U De 150 I 300 mm Referenz 2 1 0 94 0 98 1923 1959 x 0 89 0 94 Albrecht Alb67 W rfel Zylinder Literaturauswertung ISOM 1 h d 2 1 1 62 amp 150 I 300 mm O AT AT gt D J EN Ka Lat 1 N RN Son 4 3 O2 EE OM WE een Be EE A RTE e LA EE l US ES Gef K RR N at LEE Se La d ANT te Sot d KS T a h KURS Prismal_H 300 lin elast Betonmod Abbildung C 1 Hauptspannungsrichtungen der Hauptspannungen ou o2 o3 f r den Grenzfall der starren Druckplatte innerhalb der 3D FE Berechnungen nach der Elastizit tstheorie f r Prismen der bez Schlankheit h d 2 150 300 mm 2 1 1 A 18 C Anhang Gr en und Schlankheitseffekte f r LAC os TA cl i u s IR US L gt N i l e ESEE Meisef np Liga be uasyt IG Ar DUIS va unads GEJS HP 7 wg Cp rh un Ei ge ZEN EN _ masai JaRUDUIINZ YOngDisyour uebunuundg 5 Sp ES 2 KOAKESN gt 5 mu 2 175 NOEN a Prue sonner ma stabl ch Abbildung C 2 Zw ngungsspannungen u verhinderte Querverschiebung der Seitenr nder von Quadrat und Rechteckscheibe f
433. r Innensteggeometrie und damit der resultierenden Lochform erreicht werden Ob dieses Modell auch allgemeing ltig auf andere Steingeometrien bertragbar ist soll eine berpr fung des Ansatzes anhand ausgew hlter Steine aus LAC aus der Marktstudie in Kapitel D 6 belegen Weitere berpr fungen anhand gro er experimenteller Datens tze mit unterschiedlichen Lochsteingeometrien und LAC Rezepturen w ren jedoch sinnvoll um den funktionalen Verlauf des Flie kriterum nach Gl D 10 weiter einzugrenzen F r ein Bemessungsmodell zur Bestimmung der Trag bzw Bruchlast des Steines ist allerdings das nach dem Aufspalten der Querstege lokal stattfindende Stabilit tsversagen der vertikal lastabtragenden L ngsstege infolge Biegezugspannungen ma geblich s Abbildung D 9 auf welches in Kapitel 6 2 m Detail eingegangen wird Das Versagen findet durch die weitere Querverformung infolge Rissaufweitung der versetzten Querstege bei einer zus tzlichen Lasterh hung von ca 10 20 statt DA Analytische Beziehungen zur Querzugbeanspruchung auf LAC Lochsteine F r die Beschreibung der Querzugspannungen in gelochten Mauersteinen mit Ausgleichsschichten im Bereich der Lasteinleitungsfl chen wird von folgenden analytischen Zusammenhang ausgegangen der auch in Literatur zur Beschreibung von Mauerwerk wie in Abbildung D 12 dargestellt hergeleitet wird vgl z B Ber05 Gab05 Ber00 Mas05 Zuc06 DA Analytische Beziehungen zur Querzugbeanspruchun
434. r L ngsstege f r die betrachteten Lochsteingeometrien Um zu analysieren ob ein gleiches ungerissenes Modell wie vermutet zu einer h heren auf die Nettoquerschnittsfl che bezogenen Traglast f hrt wird dasselbe Modell mit gleichen Randbedingungen und nichtlinearer Materialkennlinie ohne Initialriss als homogene Wandscheibe simuliert Der Vergleich der Berechnungsergebnisse im nachfolgenden Diagramm Abbildung 5 56 zeigt dass durch den eingepr gten lotrechten verzahnten Riss im Querstegbereich die bezogene Traglast gegen ber der ungerissenen Probe deutlich s nkt Der Verlust an Tragf higkeit betr gt nach den theoretischen FE Berechnungen ca 50 und korreliert damit in etwa mit den festgestellten Festigkeitsverlusten von 33 bis 46 die je nach 148 5 Untersuchungen zum Gr en und Schlankheitseffekt auf die resultierende Festigkeit verwendeter LAC Rezeptur zwischen der auf Aneto bezogenen Lochstein zur Materialfestigkeiten an Vollsteinen auftreten s Abbildung 5 1 Zus tzlich kann f r das zuvor diskutierte FE Modell mit eingepr gtem diskretem Rissverlauf im Bereich des Querstegs eine st rkere seitliche Verformungszunahme senkrecht zu den Rissflanken m Vergleich zur anf nglich ungerissenen Probe berechnet werden Die Auswertung der Verformungen erfolgt ber Pfade die zentrisch ber die Modellh he angelegt sind wodurch zu jedem Lastschritt die Verformungen entlang des Pfades ausgelesen werden k nnen Vergleic
435. r W rmeleitf higkeit eau im Einplattenverfahren nach DIBt03 und 3D FEM Analyse f r die hergestellten Sandwich und Verbundstein Prototypen Gesamtwanddicke mm D mmstoff dicke U Wert 3D FEM W m K D mmstofftyp A so 0 04 W mK EPS 365 140 365 AMso 0 035 W mK 140 EPS Neopor A1s0o 0 04 W mK 125 7 6 U Wert gem mit Fugeneinfluss W m K Fazit und Zusammenfassung Prototypentwicklung In dem vorherigen Unterkapitel 7 wurden neue L sungsvorschl ge zur Ausf hrung von verschiedenen Var anten des Verbundes zwischen einer inneren Leichtbetonschale und einer integrierten D mmlage f r dreischalige Sandwichprototypen mit mechanisch beanspruchbarer Vorsatzschale aus LAC und 194 7 Prototypentwicklung am Beispiel von Sandwich und Verbund Konstruktionen von zweischaligen Verbundsteinen bestehend aus einer Betontragschale und u eren D mmung vorgestellt Neben diesen verschiedenen Varianten und Typen von Steinsystemen werden auch bereits Detaill sungen erarbeitet Dar ber hinaus wurden jeweils 2 Varianten der Sandwich und Verbundsteine auf Basis der entwickelten Leichtbetonrezepturen LAC s Kapitel 4 2 in Kooperation mit einem lokalen Fertigteilwerk hergestellt Anhand der Herstellung der unterschiedlichen Prototypen soll deren Praxistauglichkeit in der Herstellung berpr ft werden Dabe konnte festgestellt werden dass auch schwierige Konstruktionen wie die T f rmige Verbundkopfl su
436. r das dritte Bruchkriterium in Anhang C detaillierter betrachtet F r die formelm ige Darstellung der anderen Bruchzust nde wird auf die Literatur verwiesen ANSO07 Die im Modell nach Wil74 ben tigten Koeffizienten D und f zur Definition der Scherkraft bertragung an offenen und geschlossenen Rissen sind im Bereich zwischen O und 1 zu w hlen F r die nachfolgenden Berechnungen werden die Koeffizienten konstant zu B 0 2 und f 0 5 angenommen Da speziell f r LAC in der Literatur keine Anhaltswerte f r die Multiplikationsfaktoren f r die biaxiale Druckfestigkeit und die biaxialen bzw uniaxialen Stauchungsspannungen f r den hydrostatischen Spannungszustand gefunden werden konnten werden f r die Berechungen die f r Normalbeton bekannten Zusammenh nge verwendet die ebenfalls dem Anhang C zu entnehmen sind e Nichtlineare FE Modelle der Versuchsk rper Insgesamt wurden auch f r die nichtlineare Berechnung der Pr fk rper S1 und einer einzelnen Wandscheibe aus dem Innenstegbereich von Lochsteinen mehrere Modelle numerisch untersucht Diese variieren hinsichtlich der Lagerungsbedingungen volle Querdehnungsbehinderung oder Re bkontakt und der Art der Krafteinleitung zwischen weggeregelt und lastgesteuert Des Weiteren wurden zu Vergleichszwecken neben der Ber cksichtigung eines nichtlinearen Materialverhaltens auch weitere FE Berechnungen mit linear elastischem Materialverhalten simuliert um den Einfluss auf die berechneten gegen
437. r eine bezogene Lastausmitte e t 0 02 sehr gut folgen Dabei st bemerkenswert dass der Ansatz sowohl f r die Steinscheiben aus den Lochsteinstegen wie auch f r aus Vollsteinen ges gten Scheiben in einem groen Anwendungsbereich der Schlankheit l 1 von ca 3 bis fast 40 gilt Durch Gef geinhomogenit ten in den LAC Betonen kommt es jedoch bei den realen Proben zu einem geringf gig unregelm igen Lastabtrag und dem zur Folge zu einer leichten Abweichung der Testergebnisse von der berechneten roten Traglastkurve in Abbildung 6 6 Werden die experimentellen Datens tze hingegen mit der rechnerisch bestimmten Systemtragf higkeit von Mauerwerk nach DIN 1053 100 bzw EC6 verglichen dann ist festzustellen dass die prognostizierten Traglastkurven das reale Verhalten in Abh ngigkeit der bezogenen Schlankheit Acht nur m ig abbilden k nnen s Abbildung 6 7 Die experimentell bestimmten Traglastminderungsfaktoren werden folglich optimal durch das Rittermodell bzw dem Bemessungsansatz nach DIN EN 1520 beschrieben Demnach ist das Verh ltnis der bezogenen Ausmitten e t f r die zentrisch getesteten Wandscheibengeometrien nach den vorliegenden rechnerischen Absch tzungen gem dem Rittermodell zwischen 0 02 und 0 05 anzusetzen 158 6 Modell zur analytischen Beschreibung der Lochsteinfestigkeit DIN 1045 1 e t 0 DIN 1045 1 e t 0 02 Ritter Modell e t 0 02 Ritter Modell e t 0 05 EC 2 Materialmo
438. r erfolgte bei der deutschen Pr fanstalt wie in Kapitel 3 2 beschrieben gem der DIBt Richtlinie zur Messung der W rmeleitf higkeit Aion von Mauersteinprobek rpern DIBt03 Abweichend von dieser Richtlinie wurden auch bei der deutschen Pr fstelle die Lagerfugen von Nicht Plansteinen mit einer ca 20 mm dicken Schicht aus W rmed mmm rtel LM 21 gem den Angaben der Universit t Luxemburg verm rtelt Das Verfahren zur Bestimmung der Bemessungswerte wurde f r die drei ausgesuchten Mauersteinprodukte mit der internen Kennung D F M unabh ngig an der Pr fstelle in Deutschland genau wie an der Universit t Luxemburg nach DIN V 4108 4 2007 gew hlt Die nachstehende Tabelle 3 4 vergleicht die Ergebnisse der externen Kontrollpr fung mit den Messergebnissen und berechneten Bemessungswerten unter Angabe der daf r ma geblichen Kennwerte die an der Universit t Luxemburg angesetzt und ermittelt worden sind Diesen Werten der internen und externen Kontrollpr fungen werden die deklarierten Bemessungswerte aus den jeweiligen Zulassungen und Herstellerangaben gegen bergestellt 3 4 W rmeleitf higkeit der Mauersteine aus der Marktstudie 53 Tabelle 3 4 Intern und unabh ngig extern ermittelte Mess und Kennwerte zur Bestimmung des Bemessungswertes der W rmeleitf higkeit nach DIN V 4108 4 2007 Vergleich mit den entsprechenden Zulassungswerten der Mauersteinprodukte Kennwerte Ergebnis externe Interne Ergebnis deklarierte Werte Bl
439. r02 Hum59 J g02 J g06 Kar04 Kar08 Kas80 L 3 Gabor A Ferrier E Jacquelin P Hamelin P Analysis and modelling of in plane shear behaviour of hollow brick masonry panels Construction and Building Materials Vol 20 p 308 321 2006 Glock Ch Berechnungsmodell Traglast unbewehrter Beton und Mauerwerksw nde Nichtlineares und konsistentes Bemessungskonzept f r schlanke W nde unter Druckbeanspruchung Heft Nr 9 Technische Universit t Darmstadt Dissertation 2004 Goltermann P Load carrying capacity of lightly reinforced prefabricated walls of lightweight aggregate concrete with open structure Materials and Structures Rilem 2008 Graubner C A Richter L Diskrete FE Modellierung von Mauerwerk zur Bestimmung der Druckfestigkeit Erschienen in Mauerwerk 11 Heft 6 S 342 348 2007 Gunkler E Vorgespanntes Mauerwerk Mauerwerk Kalender Teil B Konstruktion und Bauwerkserhaltung IV S 333 359 2000 Guo W Ein Modell zur wirklichkeitsnahen instation ren Berechnung von Stahl und Spannbetonstrukturen im Tieftemperaturbereich Bergische Universit t Wuppertal Institut f r konstruktiven Ingenieurbau Heft 10 Dissertation 2002 Hake E Meskouris K Statik der Fl chentragwerke Kapitel 2 Scheibentheorie vgl S 20 22 Verlag Springer Berlin Heidelberg 2001 Haller P Die Knickf higkeit von Mauerwerk aus k nstlichen Steinen Schweizerische Bauzeitung Vol 67 Heft 38 S 531 5
440. rade einmal die 2 fache Dicke des Gr tkorndurchmessers auf wodurch die Traglast eines Lochsteins im Vergleich zum Vollstein deutlich reduziert werden kann Alb67 15 0 14 0 E europ Marktstudie intern 13 0 bestimmte Druckfestigkeiten sch N D externe berpr fung von ausgew hlten Steinen 11 0 10 0 9 0 8 0 7 0 6 0 Geforderter Mittelwert Bp s einer Pr fserie nach DIN V 18152 2003 10 Steindruckfestigkeit N mm 5 0 4 0 3 0 Interne Bezeichnung des Mauersteins Abbildung 3 10 Vergleich der gemessenen Druckfestigkeiten mit den Ergebnissen der externen Kontrollpr fungen nach Norm f r eine Pr fung mit konstanter Belastungsgeschwindigkeit Durch Schwankungen der Eigenschaftswerte der Ausgangsmaterialien selbst wie der Trockenrohdichte von Leichtzuschl gen bis 10 und zus tzlich unterschiedlichen Feuchtegehalten der zumeist im Freien gelagerten kapillaraktiven Leichtzuschl ge w hrend der Herstellung kommt es zudem aus herstellungsbedinsten Gr nden zu verschiedenen Verdichtungen und Rohdichteschwankungen im Endprodukt die die Steifigkeit und Festigkeit beeintr chtigen Somit sind abschlie end die Gr nde f r Rohdichte und Festigkeitsabweichungen im jeweiligen Produktionsprozess bei den Ausgangsmaterialien sowie in der gew hlten Loch und Steggeometrie der Mauersteine zu suchen Dies wird n den folgenden Kapiteln unter anderem noch n her untersuch
441. ragschale aus LAC und der Vorsatzd mmung wird wie bei dem zugeh rigen Universalsteins Verbundprototyp 1 auch f r den Eckstein ber eine Schwalbenschwanzverbindung ausgebildet Abbildung 7 8 In der kontinuierlichen werksm igen Fertigung eines solchen Steines sollte bereits durch eine Aussparung in der Schalungsform eine Linie als Schnittkante in den D mmstoffkern und den LAC eingestanzt werden um f r die Baustelle den Zuschnitt der Steine und die zu schneidende Nut f r die Federverbindung in der Sto fuge anzudeuten s Abbildung 7 9 184 7 Prototypentwicklung am Beispiel von Sandwich und Verbund Konstruktionen PET u Abbildung 7 8 Ecksteinl sung Variante 1 mit Schwalbenschwanzausf hrung links hergestellte Prototypen Au enecke aus Normal und Eckstein rechts Die Nuten des Normalsteins des Verbundprototypen 1 sind im Sto fugenbereich gem dem Planungsraster in Abbildung 7 9 gegebenenfalls f r die Ausbildung von Innenecken mit Normalm rtel z B MG II f r einen schubfesten Verbund im Mauerwerksverband zu verm rteln Die Variante 1 als Ecksteinl sung zum Verbundprototypen 1 orientiert sich ebenfalls an einem m glichst einfachen Steinsystem welches aufgrund der real hergestellten Mindestinnenwanddicken von 175 mm und LAC im h heren Rohdichtebereich auch ohne besondere mit Normalbeton zu verf llende U und L Schalen ausgef hrt werden kann Zuschnittstanzung im D mmstoff ab Werk
442. ragsystems zu e 0 1 lo 2 angesetzt wobei sich der Winkel der Schiefstellung eines Tragwerkes a nach DIN 1045 1 Abs 7 2 ergibt Entsprechend DIN 1045 1 ist es zul ssig eine Kriechausmitte e zu vernachl ssigen Die maximale bezogene Lastausmitte darf im Grenzzustand der Tragf higkeit zur Sicherstellung eines duktilen Bauteilversagens max e h lt 0 4 betragen DIN 1045 1 Abs 5 3 2 4 Die Knickl nge einer Wand bzw die L nge des Ersatzstabes im dealisierten Systemmodell darf entsprechend DAfStb Heft 525 2003 aus der realen L nge also der lichten Geschossh he bei Bauten und einem Knickl ngenbeiwert P berechnet werden Dieser variiert je nach Halterung der Wand durch aussteifende Querw nde und Deckenauflager zwischen 0 75 und 1 0 Der Eurocode 2 2005 weist im Vergleich zur DIN 1045 1 keine Unterschiede in Bezug auf die Bemessung von unbewehrten Wandscheiben und der Definition der Spannungs Dehnungs Linien auf so dass prinzipiell die Berechnung der Querschnitts und Systemtragf higkeit gleich ist Die Anwendungsgrenze der maximalen Wandschlankheit betr gt wie bei DIN 1045 1 A l h 25 Zus tzlich ist die Ber cksichtigung der Zugfestigkeit als 5 Quantil Lann nach Eurocode 2 m glich Diesen Weg w hlten auch Hegger et al Heg07 bei dem von hnen vorgestellten Ansatz zur Bestimmung der Traglast unbewehrter Normalbetonw nde unter Ansatz der Zugfestigkeit Bei den eigenen Auswertungen wird eine leicht abgewandelte Formu
443. rchgef hrt um aufzuzeigen wie sich einerseits der U Wert durch eine nat rliche D mmlage teils verschlechtert aber dennoch kologisch unbedenkliche Materialien zum Einsatz kommen k nnen Besonders niedrige und g nstige D mmwerte sind zurzeit allerdings mit k nstlichen D mmstoffen leichter erreichbar und auch die Handhabung und der Zuschnitt von kommerzieller D mmstoffplattenware erschien f r die Herstellung der ersten Prototypen einfacher so dass die in den nachfolgenden Abbildung 7 1 und Abbildung 7 2 gezeigten Prototypen auf Basis von EPS und Neopor hergestellt wurden Eine nderung der D mmstoffart ist allerdings bei Verwendung von einfacher Plattenware wie f r den Typ 1 des Sandwichs Abbildung 7 1 problemlos m glich Au erdem wird zur Vermeidung von durchgehenden Lager und Sto fugen auf einen horizontalen und vertikalen Versatz der D mmstofflage zur Tragschale aus LAC bei der Konstruktion der Mauersteintypen mit Normalfugen mit einer Dicke der Lager und Sto fugen von 12 und 10 mm geachtet Bei der beispielhaften Ausf hrung des Sandwichs wie Verbundsteins mit innenliegender Kernd mmung und Tragschalen aus LAC Betonen mit D nnbettm rtelfugen DM wird z B kein Versatz in vertikaler wohl aber in horizontaler Richtung ber cksichtigt 7 3 Losungsvorschl ge zur Ausf hrung des Verbunds und der Tragschalendicke 7 3 1 Dreischalige Sandwichkonstruktionen Die dreischalige Sandwichkonstruktion besteht aus einer inneren un
444. rden Abbildung 5 54 Au erdem findet eine gegenseitige Verschiebung der Rissufer bis zum letzten Lastschritt statt wodurch noch gr ere Lastexzentrizit ten in der Realit t resultieren k nnen Die zuvor am einfachen kleinformatigen kompakten Wandmodell nachgewiesenen gegenseitigen Verschiebungen der zwei L ngsstegquerschnitte durch den Initialriss werden allerdings bei der Probe S1 sowie dem ganzen Lochstein mit Lochkammern nochmals verst rkt werden Dies liegt daran dass die L ngsstege ber hre L nge zus tzlich w hrend einer Druckbelastung ber die Probenh he nicht querdehnungsbehindert sind Entsprechend der Querdehnzahl u des verwendeten LAC Betons werden sich die L ngsstege auch in ihrer L ngsrichtung seitlich ausdehnen wodurch es zu einer zus tzlichen Beanspruchung der Rissflanken im Querstegbereich kommt die das Versagen beschleunigt s Abbildung 5 55 5 4 FE Berechnungen zum Einfluss verschiedener Steifigkeiten im Steinquerschnitt 147 CRALES AND CHUSELNG AN CRACKS AND CRUSHING BE en Dn we DOE 4 8 Abbildung 5 54 Berechnete Verformungen ux senkrecht zur Initial Rissebene links und gegenseitige Verschiebung der verzahnten Rissufer mit Einfluss auf den Restquerschnitt rechts FE Modellbereich quer L ngssteg E ouer L ngssteg Abbildung 5 55 Skizzierte zus tzliche Beanspruchung der lotrechten Rissfl chen im Querstegbereich durch die Querdehnung de
445. reale Innensteggeometrien von Lochsteinen und der 3D FE Modelle D 3 1 Herleitung einer Bruchbedingung Flie regel f r das Druckversagen der Querstegbereiche In Anlehnung an die Modelle zur Beurteilung der Mauerwerksfestigkeit von Ber96 Ber00 und Gab06 wird ein Bruchkriterium f r vertikal beanspruchte Lochsteine gegen ber der Materialfestigkeit die an genormten bzw kompakten Standardpr fk rpern ermittelt wird hergeleitet Folgende vereinfachte Interaktionsbeziehung f r eine Druck Zug Belastung nach Gl D 10 gilt f r dreiachsig vertikal beanspruchte Lochsteinsysteme bestehend aus einer gitterf rmigen Struktur aus L ngs und Querstegen Ber96 Es wird angenommen dass die Druckspannung in z Richtung wirkt s auch FEM Koordinatensystem Kapitel 5 2 und dass infolge der unterschiedlichen Steifigkeiten der L ngs und Querstege im Steinquerschnitt in den zur z Achse vorhandenen Querrichtungen x und y Querzug und Spaltzugspannungen im Bruchzustand berlagert auftreten Diese Zugspannungen in Querrichtung f hren letztendlich bei 80 bis 90 der max Bruchlast der Lochsteine zum Versagen infolge des lotrechten Aufspaltens der Innen bzw Querstege Ma gebend werden f r die betrachtete D 3 Ableitung einer analytischen Beziehung der Querzugspannungen mit Hilfe der Elastostatik A 49 Innensteggeometrie des Lochsteins allerdings die Zugspannungen in y Richtung wie aus den Bruchbildern von Versuchen ableitbar ist Somit kann au
446. reich gt 800 kg m nach DIN EN 206 1 bzw DIN 1045 2 zur Herstellung und Festlegung der Eigenschaften genormt und die Bemessung von Bauteilen erfolgt im Wesentlichen analog zu Normalbeton nach DIN 1045 1 Der Austausch der Zuschl ge erfolgt immer im Grobkornbereich gt 4 mm vgl Fau00 Zus tzlich kann auch Leichtsand statt Normalsand eingesetzt werden Gef gedichte Leichtbetone werden vorwiegend aufgrund ihrer h heren Festigkeiten bei gleichzeitig geringem Gewicht m konstruktiven Ingenieurbau Hoch sowie Br ckenbau eingesetzt 2 1 1 1 Gef gedichte Leichtbetone Leichtbetone sind prinzipiell kein neuer Baustoff Sie waren bereits in der Antike unter den R mern bekannt So wurde z B die Kuppel des im 2 Jh vor Chr erbauten Pantheons in Rom aus Beton mit Bimsleichtzuschl gen mit nach oben abnehmenden Rohdichten von 1750 bis 1350 kg m errichtet vgl Abbildung 2 1 Auch das ber hmte Kolosseum wurde teilweise aus Betonen mit leichten Zuschl gen aus Vulkanlava Ziegelsplitt und Tuffstein erbaut Im letzten Jahrhundert fand der gef gedichte Leichtbeton zudem Anwendung im Schiffsbau So wurden in der USA z B im ersten und zweiten Weltkrieg ber 100 Schiffe mit Kapazit ten von 3000 bis 140000 Tonnen aus gef gedichtem Leichtbeton hergestellt vgl ELCOV Kor02 Diese Schiffe zeichneten sich gegen ber Schiffen mit Stahlrumpf dadurch aus dass sie einen hohen Widerstand gegen ber Druckwellen in Kampfeins tzen und eine
447. reite von 80 mm aber var ierenden H hen der Testserien T1 80 mm T2 175 mm und T3 238 mm gepr ft Die Dicke der kleinformatigen Wandscheiben t st durch die Innensteggeometrie m jeweiligen Lochstein vorgegeben Zus tzlich zu den beschriebenen Steinen E und K wurden f r diese Untersuchungen vergleichend auch Innenstegscheiben aus dem Stein D der Marktstudie aus Bimsleichtbeton getestet F r alle zur Validierung des Materialansatzes zus tzlich untersuchten Innenstege ergibt sich wiederum tendenziell die bereits bekannte Tragf higkeitskurve in Abh ngigkeit der Stegschlankheit s Abbildung 6 14 oben Die Auswertungen der mittleren erzielten Druckfestigkeiten unter Angabe der Standardabweichung f r die Scheibenversuche mit unterschiedlichen Schlankheitsgraden durch Variation der Stegh hen sind f r die Stegscheiben aus dem Block K in Abbildung 6 15 dargestellt 172 6 Modell zur analytischen Beschreibung der Lochsteinfestigkeit Alle anderen f r das vorgestellte Traglastmodell von Lochsteinen ben tigten Materialparameter k nnen aus der experimentell bestimmten Druckfestigkeit fe der Steinscheiben der Serie T1 und ermittelten Trockenrohdichten der LAC gem den Darlegungen in Kapitel 2 und 4 abgeleitet werden 8 00 0 7194Ln x 5 0338 R2 0 94 0 7895Ln x 5 6174 2 00 R2 0 89 Druckfestigkeit f N mm P CH CH 1 00 0 00 0 0 5 0 10 0 15 0 20 0
448. ren gebildeten Verh ltniswerten der jeweils an einer Pr fserie aus 6 Balken getesteten mittleren Biegezugfestigkeiten berechnet pe f r 700 lt p lt 1950 kg m getestet Gl 4 7 Dies deckt sich auch mit Literaturangaben Fau03 f r gef gedichte Leichtbetone wonach der Umrechungsfaktor in einem Bereich von 1 1 1 3 liegen soll Bez glich des Gr eneffekts kann f r die untersuchten Leichtbetonrezepturen eine Erh hung der Biegezugfestigkeit f r die Prismen im Vergleich zu den Balken von im Mittel 1 7 festgestellt werden I A3P Prisma 7 1 7 A 3P Balken f r 700 lt p lt 1950 kg m getestet Gl 4 8 N here Erl uterungen zum Einfluss der Probengr e sind im Anhang C 1 1 dargestellt e Versagenskennlinien im Biegezugversuch F r die Mischungsrezeptur im Produktionsversuch Pl die besonders f r die Auswertung der experimentell bestimmten Traglasten in Kapitel 5 von Interesse ist werden weiterhin f r eine Pr fserie die Kraft Durchbiegungskurve w hrend der Biegezugpr fung mittels extern am Pr fstand installierten Kraft und induktiven Wegaufnehmern aufgezeichnet Anhand des Kurvenverlaufs im Diagramm in Abbildung 4 23 rechts erkennt man dass alle drei Proben vor Einsetzen des Bruchs mit 0 5 bis 0 7 mm st rker durchbiegbar sind als dies f r ein relativ spr des Material wie dem Leichtbeton zu erwarten w re Das Versagen durch Rissaufweitung in der Zugzone geschieht entsprechend f r spr des Materialverhalten schlaga
449. ren zu k nnen muss diese zudem in Abh ngigkeit der vorhandenen ungewollten Lastausmitte e berechnet werden Die inneren Schnittgr en N und M ergeben sich aus der Spannungsverteilung o z im Querschnitt die sich bei bekannter Spannungs Dehnungs Linie aus den Randdehnungen cx und e berechnen l sst Der Zusammenhang zwischen den Schnittgr en N und M in Abh ngigkeit der Lastausmitte e l sst sich durch sogenannte Interaktionsdiagramme darstellen s Abbildung D 5 F r die Bruchbemessung von unbewehrten Querschnitten bilden verschiedenartige einaxiale Spannungs Dehnungs Linien je nach Material und Ansatz bei verschiedenen Autoren vgl Glo04 Rub82 die Bernouilli Hypothese vom Ebenbleiben der Querschnitte lineare Dehnungsverteilung und die zugelassenen Dehnungsgrenzen z B nach DIN 1045 1 die Grundlage F r die eigenen ersten Untersuchungen wurde von dem D 2 Einfluss von Lastausmitten auf die Querschnittstragf higkeit A 41 Parabel Rechteck Diagramm s Kap 2 und 4 und den Dehnungsgrenzen nach DIN 1045 1 ausgegangen Die Betonzugfestigkeit wurde auf der sicheren Seite nicht ber cksichtigt Dabei wird angenommen dass der Querschnitt nur bis zur Schwerachse aufrei en d h klaffen darf Unter Beachtung der Dehnungsgrenzen nach DIN 1045 1 vgl Bie95 Rub82 lassen sich drei Bereiche unterscheiden Bereich 1 klaffende Fuge gerissen x 0 5t 0 gt 4 gt 3 5 Lo 0 lt lt 3 5 Lo Bereich 2 klaffende Fuge 0
450. resultierenden var ierende Zugfestigkeiten in den Querrichtungen zur Beanspruchung auf die Biegeverformungen der L ngsstege aus da nicht alle Querstege gleichzeitig aufrei en Dieser Effekt wird ma geblich durch die sich unterschiedlich im Steinquerschnitt ausbildende Haufwerksporigkeit der Gef gestruktur des LAC verst rkt F r die Herleitung des Bruchkriteriums wurde beachtet dass nicht die einaxiale zentrische Zugfestigkeit sondern die Belastung unter mehraxialem Spaltzug durch gleichzeitig wirkenden lotrechten Druck f r das Lochstein bzw Innenstegversagen ma gebend ist Deshalb wird die um bis zu 35 h here Spaltzugfestigkeit gem Model Code 90 MC90 vgl Kapitel 2 als ma gebende Bruchursache infolge der gitterf rmigen Struktur der Innenstege vor allem im Hinblick auf die im Versuch zu beobachtenden Trennrisse im Bereich der Querstege angesetzt Diese Bruchformen wurden zudem auch von anderen Autoren wie Schu00 Ber00 und Gab05 f r Mauerwerk aus Lochsteinen anderer Materialien beobachtet und damit finden die berlegungen zum Bruchkriterium unabh ngig der eigens getesteten LAC Steine eine Best tigung in der Literatur Werden nun die Gleichungen Gl D 4 und Gl D 8 in Gl D 10 eingesetzt und f r die ma gebende Richtung mit den geringsten Stegquerschnittsdicken ausgewertet dann ergibt sich die Netto Steindruckfestigkeit Boss Da aber 1 d R normativ f r Lochsteine die Druckfestigkeit bezogen auf die Bruttoquersch
451. rfel und Zylinder unterschiedlicher Abmessungen verstanden Da auch wiederum keine Untersuchungen in der Literatur zu Umrechungsfaktoren f r den Einfluss von Gr en und Schlankheitseffekten von Standardpr fk rpern speziell aus LAC Betonen auf die Druckfestigkeit gefunden werden konnten werden in Kapitel5 eigene vergleichende Untersuchungen zu diesen Einflussparametern vorgestellt Neben diesen Umrechungsfaktoren existieren auch normative Umrechungsfaktoren f r unterschiedliche Mauersteinformate Anhand von Lochsteinen wird f r die eigenen Versuchreihen in Kapitel 5 1 auch der Einfluss unterschiedlicher Mauersteinformate auf die Druckfestigkeit untersucht um diese Einflussfaktoren gegebenenfalls in einer Modellbildung zur Beschreibung der Lochsteinfestigkeit ber cksichtigen zu k nnen Zus tzlich werden in Kapitel 5 2 einzelne Innenstege aus Lochsteinen und kleinformatigen Wandscheiben aus Vollsteinen der gleichen LAC Rezeptur geschnitten und zentrischen Druckversuchen unterzogen sowie Lochsteinausschnitte mit 1 und 3 Luftreihen getestet Anhand dieser Tests wird der Einfluss von Stegschlankheiten dem Verh ltnis von Innenstegdicken zum Gr tkorndurchmesser der Lochsteingeometrie und dem Bef llungsvolumen auf die resultierende Druckfestigkeit analysiert Neben empirischen Untersuchungen werden zu den zuvor benannten Pr fk rpern auch vergleichende lineare und nichtlineare Finite Element Berechnungen durchgef hrt um die im Versuch beo
452. rfeld der diskutierten Versuchsserien fters bei Steinproben und kompakten Standardpr fk rpern aus LAC Unterschiede von 50kg m festgestellt werden die nicht in derart gro en Festigkeitsunterschieden resultierten Generell kann f r den Vergleich der Serien festgestellt werden dass bei fast identischer Rohdichte 830 kg m im Mittel f r die Stege aus den Lochsteinen im Vergleich zu aus den Vollsteinen entnommenen Scheiben auch identische Festigkeiten zu erwarten sind Die Auswertung der einzelnen Probendaten als ar thmetischer Mittelwert je Pr fserie zeigt deutlich sowohl f r Scheiben aus Voll wie auch aus Lochsteinen einen klaren Schlankheitseinfluss auf die Druckfestigkeit s Abbildung 5 16 und Abbildung 5 17 9 00 8 00 gt oO CH O Vollstein Scheiben V1 T1 T2 d 16 bis 80 mm Y 1 0128Ln x 8 6866 Ka Druckfestigkeit N mm Lochstein Scheiben V2 R 0 76 T1 T2 T3 d 22 mm i 2 00 Gesamt 1 00 Log Gesamt 0 00 0 0 5 0 10 0 15 0 20 0 25 0 30 0 35 0 40 0 Schlankheit A hj i Abbildung 5 17 Einfluss der Schlankheit auf die Druckfestigkeit von Wandscheiben aus den Voll V1 und Lochsteinen V2 5 2 Bestimmung der Traglast kleinformatiger Wandscheiben vs Lochsteinfestigkeit 117 In der Abbildung 5 17 ist die mechanische Schlankheit A hy i effektive Wandh he bezogen auf den Tr gheitsradius gem
453. rh ltnis von Probenabmessungen zum Gr tkorn bzw dem sogenannten Gr en oder Volumeneffekt m ssen also weitere Einflussfaktoren existieren die die Lochsteinfestigkeit im Vergleich zur reinen Materialfestigkeit Vollsteine reduzieren Umrechnungsfaktoren auch f r verschiedene Mauersteinformate sind bereits bekannt allerdings wurden die meisten Tests an homogeneren Materialproben als haufwerksporigem Leichtbeton wie Porenbeton Wol08 oder Kalksandsteinen Kas80 mit einem sehr kleinen Gr tkorn und an Vollsteinen ohne Lochkammern bestimmt Dadurch l sst sich im Gegensatz zu Lochsteinen mit 5 1 Untersuchungen zum Gr eneffekt auf die resultierende Festigkeit 103 f l granen Innenstegausbildungen leichter ein Vergleich mit genormten Standardpr fk rpern wie W rfelgeometrien auch experimentell vollziehen Wegen der zunehmenden Formatvielf ltigkeit von Mauersteinen wurden bereits umfangreiche Untersuchungen zum Einfluss der Querdehnungsbehinderung bzw der Festlegung von Formfaktoren an allen Mauersteinarten durchgef hrt Bee05 Als Bezugsformat wurde f r die deutsche Normung das Steinformat 2 DF 240 1 x 115 b x 113 b mm gew hlt Zur Vereinfachung der Anwendung sind die deutschen Formfaktoren einheitlich f r alle Mauersteinarten nur f r verschiedene Steinh hen festgelegt worden Die Werte liegen wie in Tabelle 5 2 ersichtlich f r z B Voll und Lochsteine aus Leichtbeton zwischen 1 und 1 2 vel z B DIN V 18
454. rkennen in welche Energieeffizienzklasse der Mauersteinprototyp in entsprechender Gesamtwanddicke eingruppiert werden kann Vergleichsmessungen im Einplattenverfahren in Anlehnung an die DIBt Richtlinie DIBt03 zeigen dass sich durch eine klare Funktionstrennung in einen tragenden und d mmenden Steinquerschnitt im Gegensatz zu monolithischen W rmed mmsteinen wie die Marktstudie gezeigt hat sicher und gezielt die geforderten Bemessungswerte auf Materialseite und die Anforderungswerte nach den neuen europ ischen Energieeinsparverordnungen erf llen lassen Auch sind die Prototypen in feuchteschutztechnischer Hinsicht unbedenklich wie die Analysen mittels einer Bauphysik Software zu einem m glichen Tauwasserausfall anhand eines Diffusionsdiagramms f r die Sandwichkonstruktion LeuO8 aufzeigen 8 ZUSAMMENFASSUNG UND AUSBLICK 8 1 Zusammenfassung der vorliegenden Arbeit Bereits in der Vergangenheit konzentrierten sich Forschungsarbeiten auf die Bestimmung von Materialeigenschaften von haufwerksporigen Leichtbetonen LAC vgl Voc59 Kva01 Deh98 die berwiegend f r Wandbaustoffe wie Mauersteine eingesetzt werden Doch im Gegensatz zu Normalbetonen und gef gedichten Leichtbetonen Fau03 kann festgestellt werden dass die Materialparameter von LAC in der Vergangenheit kaum systematisch erforscht wurden Bisher ist bekannt dass die Frischbetonkonsistenz z B durch visuelle Beurteilung wie glanzfeucht Voc59 und ausgerundete
455. rlauf w rd auch das auf das Querstegversagen schlagartig folgende Stabilit tsversagen der Innenl ngsstege f r den Lochstein E der Marktstudie exemplarisch analysiert Es werden dazu der in Kapitel 6 2 2 2 beschriebene Berechnungsablauf zur iterativen Bestimmung der Momente und Ausmitten nach Theorie II Ordnung und die dort angegebenen Randbedingungen wie die Bernoulli Hypothese ber cksichtigt Die nachfolgende Tabelle 6 6 zeigt die Berechungsergebnisse der iterativ bestimmten Kr mmungen K der Stabachse der seitlichen Auslenkung der L ngsstegachse Wmax SOWIE der berechneten Momente nach Theorie II Ordnung in halber L ngsstegh he Als Endergebnis ist ersichtlich dass auch f r diesen Stein f r die experimentell bestimmte Normalkraftbelastung Nzexp der L ngsstege kein ausreichender Tragwiderstand aufgrund der getesteten Materialkennwerte rechnerisch nachgewiesen werden kann Die Berechnung ergibt eine maximale Tragf higkeit der Innenstege des Lochsteins E unter Beachtung der Querschnittsreduzierung infolge von Rissbildungen auf der Zugseite unter Ansatze des Spannungsblocks Abminderungsfaktor Pu von N 45067 N Dagegen wurde aus den getesteten LAC Festigkeiten an kleinformatigen Wandscheiben E T1 80x80 mm experimentell bei einer angenommenen gleichm igen Verteilung der einwirkenden Fl chenpressung eine Last von N zexp 46578 N pro L ngssteg ermittelt Die Lochsteinfestigkeit berechnet sich dann durch die Multiplikation
456. roduktion Ref R7 rho sigma y 427 67e0002 Kr Zylinder aus Produktion Ref A2 R 0 92 Expon Trend Prod 1000 Expon Trend Rohdichte e E Modul LAB Expon Trend Rohdichte E Modul Prod Expon Trend LAB 400 500 600 700 800 900 1000 1100 3 400 500 600 700 800 900 1000 1100 Trockenrohdichte kg m Trockenrohdichte fam Abbildung 4 13 Separate Laborzylinder und aus Vollsteinen gebohrte Zylinder Gegen berstellung des gem E Moduls und Druckfestigkeit in Abh ngigkeit der Trockenrohdichte 4 8 2 Vergleich normativer Ans tze mit experimentell bestimmten Spannungs Dehnungs Linien aus einaxialen Druckpr fungen an Zylindern Zur Beschreibung der Tragf higkeit von Bauteilen aus LAC wie auch zur Beurteilung der Querschnittstragf higkeit von Leichtbetonwandscheiben und Mauersteinen ist die genaue Kenntnis der Druckspannungs Dehnungs Linie SDL von gr ter Bedeutung vgl Kapitel 2 3 Nur durch die genaue Kenntnis des Verlaufs der SDL kann das elastische wie plastische nichtlineare Materialverhalten wirklichkeitsnah beschrieben werden Der Literatur konnten jedoch nur zwei SDL speziell f r LAC mit Rohdichten gt 1000 kg m entnommen werden Thi05 Deshalb wurden eigene Versuche an Zylindern 150 300 mm mittels Dehnmessstreifen DMS durchgef hrt Die Diagramme in Abbildung 4 14 zeigen sowohl die f r unterschiedliche Rohdichten der LAC gemessenen Kurv
457. rohdichteklasse und des Bezugsfeuchtegehaltes des Steinmaterials Die eigenen und die unabh ngig extern durchgef hrten Untersuchungen belegen dass in dem unteren Rohdichtebereich mit gro en Streuungen der einzelnen Kennwerte und dem Nichteinhalten der deklarierten Werte zu rechnen ist Diese empirischen Analysen in Kapitel 3 belegen dass noch ein gro er Forschungsbedarf und ein Optimierungspotenzial im 196 8 Zusammenfassung und Ausblick Bereich der Herstellung und Konstruktion von monolithischen und Sandwich Mauersteinen aus LAC bestehen Ziel der Arbeit war es zun chst wegen der Erkenntnisse aus der Marktstudie und der geringen wissenschaftlichen Dokumentation von thermischen und mechanischen LAC Kennwerten gezielt mathematisch beschreibbare Rohdichte Festigkeits und W rmeleitf higkeits Relationen zu entwickeln Darauf basierend sollte ein Festigkeitsmodell zur Beschreibung der Lochsteinfestigkeit gegen ber der Materialfestigkeit erarbeitet werden Die zuvor genannten und weitere wichtige Werkstoffparameter wie der E Modul Biegezugfestigkeit Spannungs Dehnungs Linie und die Querdehnzahl bilden zusammen mit Untersuchungen zum Einfluss des Gr en und Schlankheitseffektes auf die Festigkeit von LAC Betonen die Grundlage zur Beschreibung der ma gebenden Sch digungsmechanismen f r das Lochsteinversagen unter Druckbeanspruchung Mittels statistisch abgesicherten und analyt sch auf Grundlage weniger Eingangskennwerte beschreibbarer L
458. rsuchungen zum Gr eneffekt auf die resultierende Festigkeit 101 Bez glich eines Umrechnungsfaktors von W rfeldruckfestigkeiten eines 150 mm W rfels zu W rfeln mit 175 bzw 200 mm Kantenl nge wird dagegen gem den eigenen Untersuchungsergebnissen ein Faktor im Bereich von 1 0 bis 1 1 1 0 9 Steigung der Ausgleichsgeraden Abbildung 5 4 rechts anzusetzen sein Unter Beachtung der Streubandbreite der Testergebnisse und der Angaben f r 200 er W rfel aus der Literatur wird f r die weiteren Betrachtungen zur Modellentwicklung ein mittlerer Umrechnungsfaktor von 1 05 f r die Festigkeitsklassen LAC 2 bis 12 festgesetzt Dies ist auch identisch mit den Angaben aus DIN EN 1520 siehe Tabelle C 1 Gemeinsam sind beiden Testergebnissen in Abbildung 5 4 an gro formatigen W rfeln zwischen 100 und 200 mm Kantenl nge dass tendenziell die Druckfestigkeit mit zunehmender Probengr e bzw Volumen sinkt Dies entspricht somit den Feststellungen anderer Autoren zu Normal und gef gedichten Leichtbetonen wie auch den Angaben von Umrechnungsfaktoren nach der f r LAC geltenden DIN EN 1520 s Kapitel 5 1 2 Zur mathematischen Beschreibung der Druckfestigkeit von Standardpr fk rpern aus LAC genauso wie f r Proben aus Normalbeton ist also das Weibull Modell geeignet um den Einfluss des Probenvolumens auf die Druckfestigkeit statistisch funktional zu erfassen Die eigenen Untersuchungen stimmen somit m Rahmen der Streuungen mit den Normangaben f
459. rt F r den Sonderfall ko 2 entspricht die Formulierung einer quadratischen Parabel welche nach Kritschig Krit 76 auch schon zur Beschreibung von Mauerwerk verwendet wurde k 7 17 E GI 2 16 I mit 7 J 1 k 2 7 Ef 2 34 Werkstoffgesetz nach DIN 1045 1 B Bemessung Zur einheitlichen Bemessung von Betonen unterschiedlicher Festigkeit wurde in DIN 1045 1 bzw auch in dem EC 2 das Parabel Rechteck Diagramm eingef hrt und so modifiziert dass die V lligkeit der SDL bis zum Erreichen der Druckfestigkeit f variiert werden kann Die zul ssigen Bruchstauchungen k nnen in Abh ngigkeit der Betonfestigkeitsklasse begrenzt werden Vorteil dieses Werkstoffgesetzes ist die einfache mathematische Formulierung zur Ber cksichtigung der Variation der V lligkeit der Spannungs Dehnungs Beziehung Der Entfestigungsbereich wird wegen des konstanten Spannungsansatzes nach Erreichen der Druckfestigkeit plastisch idealisiert Die bruchmechanischen Zusammenh nge werden dabei f r Stauchungen gt 2 o durch geeignete Grenzwerte der Bruchstauchung u unabh ngig von der V lligkeit der Spannungs Dehnungs Linie vor Erreichen der Druckfestigkeit ber cksichtigt Somit st eine Einschr nkung des Definitionsbereichs f r verschiedene Betonarten im Vergleich zu Ans tzen von Kennlinien mit abfallenden Spannungen durch die Einf hrung von zwei Dehnungsbereichen nicht n tig ae EE RE i GER e 1 1 n vel Glo04 f r
460. rtig Deshalb kommt es auch zu st rkeren Streuungen bei Erreichen der Bruchlast s Abbildung 4 23 rechts Allerdings kann die mittlere vertikale Belastung im Dreipunkt Biegezugversuch noch relativ lange nach dem ersten Anriss in der Zugzone des Prismas ber die Rissverzahnung durch die ausgepr gt Rauheit der Rissufer bei LAC bertragen werden bis es zum v lligen Durchbrechen des Prismas kommt Probe 1 P1 Probe 2 P1 Probe 3 P1 0 0 5 1 1 5 2 2 5 3 3 5 4 4 5 Weg mm Abbildung 4 23 links Pr feinrichtung mit externem Weg und Kraftsensor rechts Kraft Verformungs Kennlinie f r den 3 Punkt Biegezugversuch an Prismen der Herstellung Rezeptur P1 4 8 5 Zentrische Zugfestigkeit Wegen des Fehlens einer entsprechenden Pr fnorm und wegen fehlender Anhaltswerte in der Literatur wird gem Kapitel 2 1 5 die zentrische Zugfestigkeit aus den Biegezugversuchen abgesch tzt Auch ein Gutachten zu LAC Thi05 best tigt dass sich die Angaben in der Norm DIN EN 1520 grunds tzlich von DIN 1045 1 und EC 2 unterscheiden die vorrangig die zentrische Zugfestigkeit fem anstelle der Biegezugfestigkeit angeben vgl Kapitel 2 1 5 Grundlagen F r die eigenen Untersuchungen wird gem den in Kapitel 2 1 5 vorgestellten Experimenten zur zentrischen Zugfestigkeit von LAC Kar08 die dort ermittelte untere Grenzkurve f r die mittlere 90 4 Leich
461. ruktur im Betongemenge zerst rt und Zuschl ge zu einer dichteren Packung umgelagert u erlich ist dies durch ein schnelles Absinken des Betongemenges in der Form zu erkennen Anschlie end werden in der Phase II die Zuschl ge innerhalb des Volumens umverteilt und durch eine Steigerung des statischen Druckes zus tzliche in Phase III auf Kompression verdichtet Dadurch kann Porenwasser ausgepresst und gleichm iger verteilt werden Aus Abbildung 2 8 ist ersichtlich dass durch eine Impulswirkung Schockvibration Kurve 5 die Vibrationsz higkeit des steifen Betongemenges innerhalb kurzer Zeit gesenkt werden kann w hrend Erregungen mit horizontalen und vertikalen Schwingungen Kurve 1 2 schon eine leichte Erh hung der Z higkeit aufweisen Die Kurven 3 und 4 stehen f r Verdichtungsverfahren mit nur horizontalen oder nur vertikalen Erregungen Somit m ssen die prozess und maschinentechnischen Parameter f r jede neue Betonmischung f r die einzelnen Phasen der Verdichtung spezifisch abge ndert werden um in kurzer Zeit eine m glichst gute Verdichtung zu erreichen Impulsartige Erregungen auch Schockvibration genannt sorgen bei der Fertigung von Steinen in der Produktionsstra e f r die n tige Verdichtungswirkung Dadurch werden die Eigenschwingungen aller schwingf higen Systemelemente angeregt und folglich ein ganzes Frequenzspektrum ausgel st 2 1 Kenninisstand ber haufwerksporigen Leichtbeton LAC 17
462. rund der Elastizit tstheorie f r die Ermittlung der Betondruckfestigkeit von Pr fk rpern dass n allen realen Versuchsk rpern ein r umlicher Spannungszustand vorliegt Dieser besteht aus dem Gleichgewicht der u eren Pressenkraft mit den einachsigen Hauptspannungen vgl Abbildung C 1 und FE Berechnung Abbildung 5 3 links oben und den diese berlagernden Zwangsspannungen die durch die Randbedingungen zwischen den Endfl chen des Versuchsk rpers und den Druckplatten der Presse erzwungen werden vgl Abbildung C 2 Anhang C Art und Ausma dieser Randst rung aufgrund der Querdehnungsbehinderung durch die Reibung der Stahlplatten bestimmen folglich die Abweichung der sich einstellenden mehraxialen Festigkeiten im Vergleich zu den im Druckversuch alle n betrachteten einaxialen Festigkeiten Dabe sind die Randbedingungen nach der Elastizit tstheorie Einspannung H he der Reibung zwischen Probe und Druckplatten von der Art und Gr e der Zusatzspannungen infolge der Lagerbedingungen der Probe abh ngig 5 1 Untersuchungen zum Gr eneffekt auf die resultierende Festigkeit 99 Entsprechend dem Prinzip von St Venant Dan06 ergibt sich f r eine Schlankheit von A gt 2 auf halber Pr fk rperh he nahezu kein Einfluss der Dehnungsbehinderung Schle75 Schle75b Auf Grundlage des Hook schen Gesetzes Hak01 gilt dieses Prinzip nicht nur f r Spannungen sondern auch f r behinderte Verformungen in Folge von Randst rungen Durch Freis
463. s Tragverhalten von Leichtbeton bertragbar da dort Versuche an homogeneren Baustoffen mit wesentlich kleinerem Gr tkorn lt 4mm wie Mauerm rteln und Porenbetonw rfel aus Porenbetonsteinen PP 2 0 4 und PP 4 0 5 entnommen ausgewertet wurden e Schlankheits bzw Randeinspannungseffekte durch Querdehnungsbehinderung Probenform Zylinder F r desen Einflussfaktor auf die Druckfestigkeit von kompakten Pr fk rpern ist das Verh ltnis der bezogenen Schlankheit A h d entscheidend Dieser Einfluss begr ndet sich auf eine Querdehnungsbehinderung der Betone im Lasteinleitungsbereich der Druckplatten Hierbei kommt es gerade bei gedrungenen Proben zu den aus dem Massivbau bekannten sogenannten Diskontinuit tsbereichen D Bereiche In Folge der sich im Lasteinleitungsbereich ausbildenden statischen Diskontinuit ten im Spannungsverlauf werden die sich einstellenden Querzugspannungen infolge der Querdehnung der Proben durch Schubspannungen t infolge Reibspannungen in den Kontaktfl chen zu den Lastplatten berdr ckt Je h her die bezogene Schlankheit A eines Pr fk rpers ist desto geringer wird der Einfluss der Reibung der Druckplatten auf die Querdehnung der Probe in mittlerer Probenh he Lew71 Mie97 Sch106 Auf halber Probenh he stellen sich dann ab ca einem Schlankheitsverh ltnis von i 1 5 ungest rte Bereiche ein sogenannte Bernouilli Bereiche B Bereiche Schl01 die theoretisch ber das St Venantsche Prinzip erkl rb
464. s Ausweichen nach vorne z Rtg im zentrischen Druckversuch Knicken Schlankheitseinfluss Bei der Analyse der aufgenommenen Probek rperverformungen durch das optische Messsystem s Abbildung C 10 links bzw ausgewerteten Spannungs Dehnungs Linien zeigt sich dass Proben einen flacheren ansteigenden Ast aufweisen wenn anscheinend aufgrund h herer Schlankheit der Proben ein Stabilit tsproblem vorliegt Zudem weisen Proben mit sehr gro en Bruchstauchungen im kraftgeregelten Versuch 1 d R geringere Bruchspannungen auf Je nach Rohdichte und lokalen Fehlstellen kann also ein unterschiedliches Druck Spannungs Dehnungsverhalten resultieren wobei durch starke Verformungen w hrend der Belastung die Bruchlast herabgesetzt wird Dieser Effekt scheint sich zu verst rken je kleiner das Volumen der Probe wird Sind bereits schon zu Anfang relativ gro e Fehlstellen im Gef ge vorhanden k nnen die Bruchstauchungen f r LAC weit ber die blichen normativen Grenzwerte von 3 5 o hinausgehen s Abbildung C 10 Generell ist zu beobachten dass die Bruchentwicklung bei den Serien V 1 T1 56 und 80 wohl wegen des gr eren Volumens der Probe langsamer verl uft als bei den Serien V 1 T1 20 bis 40 Das Versagen findet nicht so schlagartig statt die Spannungs Dehnungs Linie weist bei der max Bruchspannung eine deutliche Abflachung der Steigung auf s Abbildung C 10 links Dies wird auf die geringere Schlankheit der Proben und auf sich deshalb im Quer
465. s Gr eneffekts Neben diesen bereits genormten Pr fk rpern in Form von Balken wurden zudem auch Prismen der Abmessungen 40 x 40 x 160 mm getestet um einen Einfluss eines Geometrie bzw Gr eneffektes auf die Biegezugfestigkeit zu untersuchen Zu beachten ist dass gerade bei klassischen monolithischen W rmed mmsteinen mit Lochung bzw Schlitzen Vbl SW 2 das Tragsystem aus vielen filigranen L ngs und Querstegen besteht deren Tragverhalten in dieser Arbeit mittels eines analytischen Modellansatzes vgl Kap 5 und 6 auf Basis der empirisch ermittelten Materialkennlinien beurteilt wird Daher ist die Frage interessant inwiefern sich bei gleicher Mischungsrezeptur und Herstelltag die Schlankheit z B eines Steges auf die Biegezugfestigkeit auswirkt Dazu werden die Ergebnisse von Normbalken mit denen von Prismen m Dreipunkt Biegezugversuch verglichen s Abbildung 4 22 und Abbildung 4 23 a Abbildung 4 22 Bruchbilder als Vergleich zwischen gemessenen 4 Punkt und 3 Punkt Biegezugfestigkeiten an Balken 4 8 Weitere bemessungsrelevante mechanische Eigenschaftswerte von LAC 89 Aus diesen Tests kann parallel durch den Vergleich der Dreipunkt mit den Vierpunkt Biegezugversuchen an Normbalken ein Umrechnungsfaktor von 1 1 bis 1 2 zur Bestimmung der Dreipunkt aus der Vierpunktbiegezugfestigkeit f r haufwerksporige Leichtbetonbalken abgeleitet werden Mittelwert 1 15 Dieser Faktor wird aus den f r die jeweiligen Mischungsrezeptu
466. s sind der V lligkeitsbeiwert ar und der bezogene Randabstand k der Spannungsresultierenden zum st rker gedr ckten Rand Die V lligkeit bzw der V lligkeitsgrad ar kennzeichnet die Ausnutzung der Druckzone im Bauteilquerschnitt bzw die Nichtlinearit t der SDL und gibt somit an welche Form eine Spannungsverteilung hat Diese wird aus den verschiedenen f r unterschiedliche Betone bzw Steinmaterialien typischen Spannungs Dehnungs Kennlinien abgeleitet s Tabelle 2 4 Mathematisch betrachtet st der V lligkeitsgrad eine bezogenen Gr e die das Verh ltnis des Fl cheninhalts als Integral der analysierten Spannungs Dehnungs Linien Funktionen zum Spannungsrechteck mit gleichen Grenzwerten der Spannungen f und Dehnungen s liefert Tabelle 2 4 Zusammenstellung der Vorschl ge zum Ansatz des idealisierten Last Verformungsverhaltens zur Bemessung von Mauerwerk nach Schu92 mit Erg nzungen nach Glo04 auf Basis des Werkstoffgesetzes nach DIN 1045 1 S Leichtbeton amp Hochlochziegel und Betonsteine Porenbetonsteine Kalksandsteine Kenngr e Er Eu ko l nach DIN 1045 1 S 1 24 bis 2 47 1 02 bis 1 82 1 24 bis 3 57 amp 0 6 bis 4 0 1 0 bis 2 6 Ziegel 1 24 bis 3 57 1 4 bis 3 7 Porenbeton Op 0 57 bis 0 70 0 51 bis 0 65 0 57 bis 0 75 Der V lligkeitsbeiwert liegt zwischen den Grenzf llen r 0 5 f r ein linear elastisches Materialverhalten dreieckf rmige Spannungsverteilung und ar 1 0 f r ideal plastisches Verha
467. s verwendeten Messverfahrens wie folgt berechnet Ge Zweiplattenverfahren A GI 3 1 2 A 9 9 Oh e Aan a Einplattenverfahren B a Einp B Gi 3 2 1 Pom ER d 9 3 1 Pyyn u Ska Se 2 Mit W rmestrom der im station ren Zustand senkrecht zur Probenfl che durch die Probe str mt in W A Fl che der Heizplatte in m S mittlere Dicke der Probe in m Sm 1 2 s s2 S1 S2 mittlere Dicke der Probe 1 bzw 2 beim Zweiplattenverfahren in m ai w2 mittlere Temperaturen der Oberfl che der Probe 1 bzw 2 auf der Heizplattenseite in C r Uw mittlere Temperaturen der Oberfl che der Probe 1 bzw 2 auf der K hlplattenseite in C Bei elektrischer Heizung mit Gleichstrom ist der W rmestrom P U 1 GI 3 3 Die Spannung U in Volt wird an den Klemmen der Heizplatte und der Strom I in Ampere gemessen Die gemessene W rmeleitf higkeit ist jeweils auf die mittlere Temperatur Da zwischen kalter und warmer Oberfl che der Proben zu beziehen 46 3 Stand der Technik Marktstudie e Anordnung der Lager und Sto fugen des Steinprobek rpers nach DIBt Richtlinie Die Probek rper aus Mauersteinen werden nach der DIBt Richtlinie zu einer quadratischen Grundfl che von 500 x 500 mm zusammengesetzt so dass innerhalb der Messfl che des Plattenger tes mindestens eine Sto fuge liegt wobei die Anordnung abh ngig von dem Format der Steine vorgegeben wird s Abbildung 3 2 Sowohl Sto als auch Lagerfugen
468. s zur Beschreibung der Lochsteinfestigkeit im Vergleich zur Materialfestigkeit 5 2 2 Vorgehensweise zu den Wandscheibenversuchen Tabelle 5 4 fasst die untersuchten kleinformatigen Wandgeometrien aus Voll und Lochsteinen im berblick zusammen Die Breite der Querschnitte wurde bei allen Versuchen konstant auf 80 mm gehalten Dies entspricht ungef hr der freien Innenstegl nge l ngs eines Luftschlitzes im untersuchten Referenz Lochstein von 76 6 mm Zur Untersuchung der zuvor genannten Zielsetzungen werden die Versuche an Steinen desselben Produktionstags Mischungsrezeptur und dergleichen Trockenrohdichte durchgef hrt Die Trockenrohdichte wurde speziell ber die Maschinenparameter in mehreren Mischg ngen sukzessiv w hrend des Herstellprozesses eingeregelt Um die bereits diskutierten Verdichtungsunterschiede bzw Rohdichteverteilungen ber die Lochsteinquerschnittsdicke und Schwindeinfl sse auszuschlie en vgl Kapitel 5 1 2 werden die kleinformatigen Wandscheiben sowohl f r die Voll wie auch f r die Lochsteinuntersuchungen aus dem Zentrum der Steine auf halber Querschnittdicke entnommen Die Entnahmestellen besonders f r Proben mit H hen kleiner der Gesamtsteinh he sind in Abbildung 5 12 f r die untersuchte Lochsteingeometrie Versuchsserie V2 aufgezeigt Vor den Druckpr fungen werden dann die aus den Innenstegen und Vollsteinen geschnittenen Wandscheiben mit Gips vgl Abbildung C 6 Anhang C eben abgeglichen
469. s zur experimentell bestimmten Bruchlast berechnet worden Die Grenzzug und druckfestigkeiten werden anhand von Biegezug und Druckversuchen in Abh ngigkeit der Trockenrohdichten an Standardpr fk rpern experimentell bestimmt und statistisch abgesichert s Kapitel 4 und 6 Die Last wird wie im realen Versuch ber eine Stahlplatte durch eine kreisrunde Fl chenpressung die die Kalotte der Pr fmaschine im 3D Modell abbildet auf den Pr fk rper eingetragen Die obere Stahlplatte selbst st in der Horizontalen seitlich gehalten w hrend s e vertikal verschieblich gelagert ist Dagegen ist die untere Stahlplatte wie im Versuchsaufbau in allen drei Raumrichtungen starr und nicht verdrehbar gelagert Die mittlere Bruchlast betr gt experimentell z B f r den Steinausschnitt S2 81 2 KN die ber eine Kalotte auf die Stahlplatte als Fl chenpressung von 4 6 N mm aufgebracht wird s Abbildung 5 35 Zus tzlich werden neben dem Fall a mit festeingespannten v llig querdehnungsbehinderten Lasteinleitungsfl chen auch eine Haftreibung mit einem Reibkoeffizienten von Un 0 4 f r den Reibwiderstand von Stahl auf Beton bzw Mauerwerk ber spezielle Kontaktelemente als Parameterstudie simuliert Fall c Als weitere Modellrandbedingung wird der Einfluss der Konizit t der Stege untersucht Fall b Die zuvor bereits gezeigten experimentell bestimmten E Modul Verteilungen f r die L ngsstege Abbildung 5 27 werden den numerischen FE Berechnung
470. sbehinderten Bereich der Lasteinleitungsplatten und in Wandmitte mit zunehmender Belastung deutlich absinken s Abbildung C 21 Anhang C Dar ber hinaus werden zur Abbildung der physikalischen Nichtlinearit ten auch FE Modelle auf Grundlage des in ANSYS implementierten Betonvolumenelementes Solid65 unter Ber cksichtigung einer nichtlinearen Materialkennlinie in Anlehnung an DIN 1045 1 s Kapitel 2 und Abbildung 5 40 erarbeitet Allerdings ist auch f r einen einzelnen Innensteg bei der Ber cksichtigung struktureller Nichtlinearit t neben dem Materialversagen des LAC zus tzlich das Verbundversagen zwischen dem Probek rper und den Lasteinleitungsplatten von Bedeutung Deshalb wird der Einfluss einer m glichen Querdehnungsbehinderung m Lasteinleitungsbereich in Form einer Parameterstudie untersucht wobei nachfolgend sowohl der Verbund mit voller Festeinspannung wie m iger Verformungsbehinderung durch einen mehrachsigen Spannungszustand ber Reibkontakte s Tabelle 5 7 simuliert wird Das zuerst erw hnte Modell mit voller Querdehnungsbehinderung und damit maximalen Randst rungen im Verbundbereich zwischen LAC und Stahlplatten l sst eine stabile nichtlineare Berechnung bis zu einer u eren Belastung von 5 34 N mm zu Bei einer weiteren Laststeigerung kommt es aufgrund vermehrter Rissbildung im unbewehrten Querschnitt zu gro en seitlichen Verformungen senkrecht zur Lasteinleitungsebene bus dass keine Konvergenz n der Berechnung
471. sbildung im Betonvolumen vgl Abbildung 5 47 Wie der Vergleich von Abbildung 5 47 zu Abbildung 5 46 zeigt kann durch die Berechnung von unsymmetrischen Kontaktsteifigkeitsmatrizen die Rissentwicklung verst rkt und im Betonprobek rper unsymmetrisch verteilt werden Ein seitliches Ausweichen der Probe st allerdings nur im unkonvergierten Zustand durch eine kleinstufige Lastschrittweite ableitbar indem noch die Elemente mit zuerst auftretender unendlich gro er Verformung berechnet werden Um zu berpr fen ob die zuletzt berechneten unsymmetrischen Verformungsverteilungen nur auf den Kontaktstatus bei zentrischer Lasteinleitung zur ckzuf hren sind wurde das gleiche Modell mit ver nderten Kontaktstatus berechnet Dadurch wird nur die Bildung einer symmetrischen Steifigkeitsmatrix zugelassen und zur Sicherstellung der Linearit t nach dem Coulomb Reibgesetz der Haftreibkoeffizient von 0 4 auf 0 19 herabgesetzt Durch Ver nderung des Kontaktstatus wird dann wie f r den festeingespannten Probek rper wiederum eine symmetrische Spannungs und Verformungsverteilung erhalten Folglich bietet sich f r das FE Modell die M glichkeit ber die Wahl des Kontaktstatus die real auftretenden Lastexzentrizit ten infolge der Spannungs und 5 4 FE Berechnungen zum Einfluss verschiedener Steifigkeiten im Steinquerschnitt 143 inhomogenen Gef gestruktur des LAC auch mit einem Materialmodell auf Mesoebene abzubilden s Kapitel 2 Die erzielt
472. sch T Dreidimensionale numerische Simulation des mechanischen Verhaltens von Beton auf der Ebene des Mesogef ges Dissertation ETH Z rich 2002 Hummel A Das Beton ABC Ernst amp Sohn Berlin 12 Auflage 1959 J ger W Vassilev T Baier G Pfl cke T Morlack F Knicksicherheit von Mauerwerk nach EC 6 Forschnungsbericht T 2988 Erschienen bei Fraunhofer IRB Verlag 2002 Pfl cke T Schlankheit Mauerwerkspr fk rpern nach EC 6 Forschungsbericht T 3106 Erschienen bei Fraunhofer IRB Verlag 2006 Karutz H Production of highly insulated walls made with expanded glass granules on a Betonw nde J ger W Einfluss der auf die Druckfestigkeit von circulating system Published in Concrete Plant Precast Technology Issue 9 February 2004 S 40 45 Karl S Dr Pers nliche Mitteilungen von Dr S Karl Technische Universit t Darmstadt Institut f r Mass vbau Apr l 2008 Kasten D Zur Gestaltabh ngigkeit der Druck und Spaltzugfestigkeit von Kalksandsteinen Mitteilungen aus dem Institut f r Baustoffkunde und Materialpr fung der Universit t Hannover L 4 Kim04 Kor02 Kri76 Kri91 Kri98 Kuc03 KucO8 Kuc92 Kuc92b K h01 Kun08 Kva01 L p06 Leu07 Leu07b LeuO8 Leu09 Leu09a Lew71 Lia05 9 Literatur Heft 45 Dissertation 1980 Kim J H J Yi S T Kim J K Size effect of concrete members applied with flex
473. schiedlicher Kantenl nge im Vergleich zu Zylindern oder Prismen zusammen behandelt Diese Einteilung und Gegen berstellung wird so gew hlt da diese Effekte theoretisch auch ber die aus dem Massivbau zur Darstellung des Kr fteverlaufs verwendete Stabwerksanalogie durch die Unterscheidung der bereits erkl rten B und D Bereiche beschreibbar sind Die B und D Bereiche werden dabei durch das Verh ltnis von Probenh he und breite festgelegt Somit ist eine direkte Kopplung von Gr en und Schlankheitseffekten vorhanden und der bergang von Bereichen mit Diskontinuit ten zu ungest rten Bereichen ist flie end e Theorie zu den Spannungszust nden in Standardpr fk rpern unterschiedlicher Schlankheit Experimentell wurde der Einfluss der Querdehnungsbehinderung und der Probenschlankheit schon n vielen Arbeiten f r Normalbeton nachgewiesen vgl z B Mier97 Vlie96 Abbildung 5 3 Dadurch f llt dem kritischen Betrachter besonders auf dass bisher nur wenige wie z B Schleeh Schle75 Schle75b versucht haben zur Erkl rung dieser Effekte der Schlankheit beim Druckversuch auch ihre Untersuchungen auf die Grundlage theoretischer Betrachtungen nach der Elastizit tstheorie bzw Scheibentheorie zu st tzen Die Mehrzahl der Ver ffentlichungen befasst s ch mit diesem Thema aufgrund der Unsicherheiten zur Festlegung der Materialparameter f r Beton und den damit streuenden Pr fergebnissen auf experimentellem Wege Grundlegend gilt aufg
474. schnitt geringer ausbildende Biegezugspannungen zur ckgef hrt Ein fr hzeitiges Versagen durch schnelle Zunahme der vertikalen Verformungen kann besonders gut durch die graphische Gegen berstellung der ber hrungslos optisch gemessenen vertikalen Verformungen zu den Laststufen verdeutlicht werden Bis zu ca 80 der max Last von ca 7 5 kN Lastschritt 12 verhalten sich die Proben ann hernd hnlich und linear f r die getesteten Serien V1 T1 Nach berschreitung des Grenzwertes von ca 80 der Bruchlast zeigen die Kraft Verformungs Diagramme infolge der inhomogenen Gef gestruktur des C 2 Gr en und Schlankheitseffekte an kleinformatigen Wandscheiben aus Innenstegen LAC sehr verschiedene Verl ufe Exemplarisch se in der Abbildung C 10 rechts die Auswertung f r Proben der Versuchsserie VI T1 20 gezeigt Allerdings gelten f r die anderen Probengeometrien der Serien VI T1 28 bis 80 die gleichen Aussagen und es kann ein hnliches Verhalten dokumentiert werden 1 20 Serie V1 T1 20 Nr 4 Serie V1 T1 20 Nr 7 1 00 Serie V1 T1 20 Nr 8 Serie V1 T1 20 Nr 9 Serie V1 T1 20 Nr 10 0 80 On Bis ca 80 der Bruchlast 0 60 lineares Verhalten der Wandscheiben CA 0 40 Druckspannung N mm gt Probe V1 T1 20 Verformung Stauchung in mm E Probe V1 T1 28 0 20 Probe V1 T1 40 1 Probe V1 T1 56 N
475. sen l sst Auch hier betr gt das optimale Verh ltnis f r LAC von min Kantenl nge der Probe zum Gr tkorn 3 5 Dies deckt s ch w e bereits dargelegt mit den Literaturangaben f r Normalbeton in Kapitel 5 1 8 00 E Serie V1 T2 80 x 175 mm E Serie V1 T1 80 x 80 mm 7 00 GH D O1 CH eg D Druckfestigkeit N mm gt oO oO O Basiswert LL 0 00 d 16 mm d 20 mm d 28 mm d 80 mm Ptr kg m 855 815 840 822 866 855 861 Abbildung 5 15 Druckfestigkeiten von kleinformatigen Wandscheiben der Pr fserie V1 T1 und T2 der Dicken 16 20 28 und 80 mm e Versuche an Wandscheiben aus Innenstegen von Lochsteinen Vergleichend zu den Versuchsergebnissen von Wandscheiben aus dem Vollstein VI werden auch Proben der Serie V2 die aus dem Lochstein im Bereich der Symmetrieebene geschnitten wurden getestet s Abbildung 5 16 Anhand dieser Testresultate soll zus tzlich die Frage von m glichen Bef llungs und Verdichtungseffekten B V auf d e Druckfestigkeit neben den bereits diskutierten anderen Einflussfaktoren untersucht werden Obwohl je Testreihe T1 bis T3 mindestens 10 Einzelproben und in Nachtests teilweise weitere 10 bis 20 Proben getestet wurden f llt in Abbildung 5 16 ein m glicher Bef llungs und Verdichtungseffekt auf Wegen der sehr inhomogenen Struktur des LAC kann es zu geringf gig niedrigeren Rohdichten und ungleichm igen Kornverteil
476. sende Position W1 im Erdgeschoss dargestellt 188 7 Prototypentwicklung am Beispiel von Sandwich und Verbund Konstruktionen Tabelle 7 1 Zusammenstellung der charakteristischen Lasten f r die Pos W1 resultierend aus den Materialannahmen aus Decken und Verkehrslasten nach Hof07 Aus Fl chenlasten Eigenlasten g kN m Verkehrslast p kN m In halber Wandh he aus EG Wand 6 31 0 aus Unterzug 36 10 10 78 Aus Einzellasten Wandkopf aus EG Wand aus Unterzug Zur bersichtlichen Erkl rung der f r diese Bemessungssituation zu f hrenden Nachweise sei auf das Flie schema in Abbildung E 4 m Anhang E verwiesen Dort sind die einzelnen Schritte des Nachweises bei zentrischer und exzentrischer Druckbeanspruchung Knicksicherheitsnachweis nach DIN 1053 100 sowie f r den Nachweis der Teilfl chenpressung wiedergegeben Dabei sind der Nachweis der Teilfl chenpressung und der Nachweis n halber Wandh he Knicken zusammen zu f hren Auf eine genaue Darstellung der einzelnen Berechnungsschritte und Nachweise mit Zahlenangaben wird an dieser Stelle verzichtet Der prinzipielle Berechnungsablauf nach DIN 1053 100 kann allerdings dem Flie schema im Anhang E entnommen werden Unter einer Teilfl chenpressung wird dabei ein Bereich mit konzentrierter Lasteinleitung durch Einzellasten wie im vorliegenden Fall durch die Unterz ge verstanden Dabei entstehen durch die lokale Lasteinleitung besonders hohe Zugspannungen im Mauerwerk s
477. sgangsfeuchte der Leichtzuschl ge direkt im Produktionsprozess verwendet werden Diese Rezepturen lassen zudem optimiertere Rohdichte Festigkeits W rmeleitf higkeits Relationen erwarten die f r die gezielte Verbesserung von klassischen monolithischen W rmd mmsteinen unerl sslich sind Allerdings steigt durch die Verwendung von dem Mix aus Bl hglas und Bl htonzuschl gen und anderen Betonzusatzmitteln auch der Einheitspreis der Mischungsrezeptur Dem zur Folge ist mit einer Preiserh hung von ca 30 m Vergleich zu Basisrezeptur PO f r den m verdichteten Beton LAC zu rechnen 4 4 Herstellung der Probek rper 4 4 1 Separate Laborpr fk rper Wegen der in Kapitel 2 1 4 angesprochenen Einflussparameter des Herstellungsprozesses auf die Festbetoneigenschaften wie Rohdichte und Druckfestigkeit wurde f r die im Labor separat hergestellten Leichtbetonprobek rper wie W rfel 150 mm Kantenl nge und Zylinder 150 300 mm eine Herstellprozedur entwickelt um m glichst eine hnliche Bef llung und Verdichtung der LAC wie mit Brettfertigern in der laufenden Produktion zu erhalten Dabei ist zu ber cksichtigen dass die Vibrationskr fte und die Art der Verdichtung Schockvibration wie auch der Mischertyp und das Mischervolumen in der Produktion g nzlich anders sind als im Labor wo i d R nur ein R tteltisch mit harmonischer Schwingung und geringeren Kraftamplituden ohne Auflastm glichkeiten eingesetzt wird Dazu wurde das Herstellu
478. sgegangen dass im Bruchzustand bei den Lochsteinen eine bereits zuvor beschriebene berlagerung von Querzug und Spaltzugspannungen nahe dem Lasteinleitungsbereich stattfindet Eine grafische Darstellung dieser resultierenden Querzugkraft wird in Form eines Stabwerksmodells im Rahmen der Herleitung der Spaltzugspannungen in Querrichtung in Abbildung D 7 vorgestellt Infolge der Lochgeometrie Gitterstruktur und durch Steifigkeitsunterschiede ber den Steinquerschnitt sowie durch das seitliche Ausbr ckeln des Ausgleichsm rtels im Bruchzustand werden zus tzlich Spaltzugspannungen im Bereich der Querstege aktiviert die zu einer Vergr erung der Zugspannungen in Steinquerrichtung f hren vgl Kapitel 5 2 hnliche Annahmen treffen auch Berndt f r Hochlochziegel und kompakte Elbsandsteine Ber00 Ber96 und Berto Ber05 sowie Zucchini Zuc06 bei der Betrachtung von Mauersteinausschnitten e Ableitung einer analytischen Beziehung der Spaltzugbeanspruchung der Querstege Mittels den finiten elastisch plastischen und nichtlinearen Berechnungsergebnissen l sst sich wie eingangs in Kapitel 6 2 vgl Abbildung 6 9 vorgestellt zeigen dass selbst eine ber Stahlplatten gleichf rmig aufgebrachte konstante Belastung zu einer ungleichf rmigen lotrechten Druckspannungsverteilung noch in 1 3 der Steinh he resultiert Diese Variation der lotrechten Belastung in der FE Berechnung resultiert zum einen aus der gitterf rmigen Struktur wodurch es an d
479. shalb kann auch unter diesem Gesichtspunkt das f r gef gedichten Beton bekannte Wasser Zement Gesetz nicht eins zu eins bernommen werden Vergleicht man die maximal erzielten Festigkeiten der hergestellten LAC Mischungen mit der aus der Literatur entnommenen Kurve der maximal erzielbaren Festigkeit nach Sag99 ist erkennbar dass bis zu einem Trockenrohdichtebereich von ca 1400 kg m bereits diese maximalen Festigkeiten je nach 74 4 Leichtbetonentwicklung Mischungsrezeptur erreicht werden konnten Nur f r den oberen Rohdichtebereich gt 1500 kg m w re im Vergleich zur Literaturangabe noch ein Optimierungspotenzial vorhanden Ein Grund daf r ist dass die eigenen Untersuchungen aus Kosten und Zeitgr nden auf maximal zwei Mischungsg nge pro Leichtbetonrezeptur im Werk beschr nkt waren Diese Untersuchungen belegen dass Laborproben nur erste Anhaltswerte f r die Festigkeit von LAC durch Schockvibration in der Produktion geben k nnen Werden genaue Daten ben tigt auf deren Grundlage z B Prototypen entwickelt werden sollen bleibt nur der Versuch der Rezeptoptimierung in der Produktion da nur so alle Einflussparameter Maschine Verdichtung Schalungsbef llung Brettlage usw erfasst werden k nnen Dieses Ergebnis deckt sich auch mit Literaturangaben nach Vocke Voc59 Sagmeister Sag99 und Untersuchungen zu den maschinendynamischen Einflussfaktoren des Instituts f r Fertigteiltechnik in Weimar IFF Kuc92b vgl Kapitel
480. ss der Quersiege aur die Festigkeit denen 118 5 3 Fazit der experimentellen Untersuchungen ss 123 5 4 FE Berechnungen zum Einfluss verschiedener Steifigkeiten im Le IT En EE 124 5 4 1 Simulation gesamter Lochstein en nnnnnnnnnnnnnnnnnnn nennen nnennnnnn 126 5 4 2 Numerische Berechnungen von Mauersteinausschnitten S1 und S2 sowie einzelner ELE EE 128 5 4 3 Nichtlineare FE Berechnungen zum Steinausschnitt S1 und einzelnen konischen Innenstegen aus Lochsteinen sn 134 5 4 4 e EA Eegenen deeg ee 148 IV Inhaltsverzeichnis 6 MODELL ZUR ANALYTISCHEN BESCHREIBUNG DER LOCHSTEINFESTIGKEIT uk un 150 6 1 Auswertungsmethoden zur Modellbildung ss 150 6 1 1 Statistische Aufbereitung der gepr ften Materialdruck und Biegezugfestigkeiten 150 6 1 2 Auswertung und Vergleich normativer Bemessungsans tze f r unbewehrte Wandquerschnitte gegen ber experimenteller Datens tze nnneeennnneneseeennnennee 154 6 2 Modell zur analytischen Beschreibung der Lochsteinfestigkeit von Warmedammsleinen u u s nn Eege EES 159 6 2 1 Zielsetzung und Vorgehensweise sisi 159 6 2 2 Herleitung und Anwendung des Modells ss22222240000000000000nnnnn en nnnnnnnnnnneee nn 159 6 2 2 1 Bruchverhalten von Lochsteinen Initiales Versagen der Querstege 161 6 2 2 2 Finales Versagen der L ngsstege infolge von Stabilit tsproblemen 164 6 3 Validierung des Modells an Mauersteine
481. ss von Schlankheitseffekten mit 66 96 mm gem dem vorliegenden realen Rissbild und die Dicke zu 17 mm Querstegbreite im betrachteten Lochstein gew hlt Die Rissfl che wird ebenfalls ber Reibkontakte simuliert die Rissverzahnung findet aber ber die gew hlte Rissgeometrie statt wie sie bereits zuvor in den Versuchsreihen der Proben S1 und S2 beobachtet werden konnte Abbildung 5 50 Der untere Modellrand wird frei drehbar unverschieblich gelagert am oberen Modellrand wird die Rissprobe frei drehbar senkrecht zur Rissfl che gef hrt um ein Auseinderklaffen der Steinh lften am oberen Rand zu vermeiden Die Belastung der Rissprobe erfolgt gleichm ig weggeregelt ber den oberen Probenrand bis zu einer experimentell gemessenen maximalen Wegvorgabe von 0 25 mm Zur Beurteilung des ver nderten Lastabtrags eines initial gerissenen zu einem ungerissenen Querschnitt aus LAC sind vor allem die Verformungen in x Richtung senkrecht zu den Risskanten und die Richtungsverl ufe der Hauptdruck und zugspannungen im restlichen Betonquerschnitt von Interesse Auf Grundlage dieser numerischen Ergebnisse sollen m gliche Lastexzentrizit ten durch die u ere anf nglich gleichf rmige Belastung infolge der intern fortschreitenden Rissbildung und des diskret eingepr gten Initialrisses nachvollzogen werden N asi ENSIN ai g z ME Ges Be de E3 o i mee Gd de A oan 8 h le Cases Abbildung 5 50 R
482. ss zur Sicherstellung der Traglast kompakte innenliegende LAC Tragschalen ohne Lochung g nstiger sind als Steine mit Lochkammersystemen Diese Detailanalysen f hren zu der nachfolgend vorgestellten Vorgehensweise bei der Entwicklung von Verbund und Sandwichmauersteinen Demgegen ber bieten Sandwichkonstruktionen im Vergleich zu einschaligen Mauerwerkskonstruktionen durch die klare Funktionstrennung von tragender und d mmender Schicht direkt in einem Stein integriert den Vorteil dass in nur einem Arbeitsgang beim Aufmauern der Steine die D mmschicht bereits errichtet wird Ein nachtr gliches witterungsabh ngiges Anbringen von z B einem W rmed mmverbundsystem WDVS mittels Kleber samt des nachtr glichen Setzens von D mmstoffd beln bzw Mauerwerksankern f r eine Vorsatzschale kann durch dreischalige Sandwichkonstruktionen vermieden werden Dadurch lassen sich die Bauzeit und Sekund rkosten wie z B f r Kran und Ger stmieten reduzieren Zudem ist zus tzlich zu beachten dass bei immer besser d mmenden Mauersteinen der prozentuale Einfluss von M rtelfugen auf den resultierenden U Wert der Wand ansteigt Unsachgem ausgef hrte Fugen und Ecken k nnen dabe wesentlich zu bauphysikalischen Sch den f hren denn fr her lagen die f r Normalfugen verwendeten Leichtm rtel mit 0 21 W mK LM 21 im Bereich der W rmeleitf higkeit der Steine Die heutzutage angebotenen monolithischen Hohlblock Steine mit integrierten D mmstoffste
483. stausch gegen den Stabilisierer auf den dreifachen Wert erh ht Allerdings zu beachten dass die Leichtzuschl ge wegen dem Mix aus Bl hton und Bl hglaszuschl ge f r die Basisrezeptur M2 zur Produktion in der Steinfertigung vorgen sst worden waren Dadurch nderte sich lediglich der effektive w z Wert von 0 44 auf 0 3 Auch bei dieser Versuchsserie zeigt sich wie f r die Werksrezeptur im 3 Versuch PO V3 dass der puderf rmige Stabilisierer die Rohdichte nur geringf gig senkt jedoch die Festigkeit deutlich abf llt Dies 1st nicht allein auf den effektiven w z Wert zur ckzuf hren da sich dieser noch in der optimalen Bandbreite gem den Literaturangaben bewegt vgl Kapitel 2 1 Getestet wurden f r den 4 und nachfolgenden 5 Optimierungsversuch jeweils 6 Einzelpr fk rper pro Pr fserie nach 28 Tagen Tabelle B 4 Ergebnisse des 4 Optimierungsversuchs f r die Rezeptur R7 mit FM Typ 2 gegen ber puderf rmigen Stabilisierer ST Rezeptur Produktions Nr Trockenrohdichte Steindruckfestigkeit kg m N mm Mittelwerte Pr fserie Mittelwerte Pr fserie M2 V1 643 4 6 Versuch 5 Zuletzt wurde noch ein 5 Optimierungsversuch mit einer vom Leichtzuschlagshersteller Bl hton vorgeschlagenen Mischungsrezeptur P2 mit einem Zementgehalt von nur 105 kg m einem volumetrischen Anteil an leichter runder Bl htonk rnung 4 10 mm von 660 Um und einem Anteil an normalem Moselsand 0 2 von 167 kg m gefahr
484. stimmung des Tragverhaltens von Lochsteinen verwendete Mischungsrezeptur Pl eine anzusetzende Zugfestigkeit von 0 4N mm die bei den weiterf hrenden analytischen und numerischen Berechnungen zur Beurteilung der Tragf higkeit von Lochsteinen als Grenzzugfestigkeit des Materials ber cksichtigt wird D UNTERSUCHUNGEN ZUM GR BEN UND SCHLANKHEITSEFFEKT AUF DIE RESULTIERENDE FESTIGKEIT 5 1 Untersuchungen zum Gr eneffekt auf die resultierende Festigkeit Den Ausgangspunkt f r die im Kapitel 5 1 und 5 2 vorgestellten empirischen Untersuchungen bilden n erster Linie die Ergebnisse zur Druckfestigkeitspr fung der Marktstudie Gerade f r gelochte monolithische W rmed mmsteine des Typs Vbl SW 2 in der unteren Steinfestigkeitsklasse 2 ist mit einem hohen Variationskoeffizienten v der Druckfestigkeiten 10 lt v lt 27 zu rechnen Auch werden von einigen der getesteten Steintypen die mittleren Mindestdruckfestigkeiten der Steinfestigkeitsklasse 2 einer Pr fserie von 2 5 N mm nicht erreicht s Kapitel 3 Zur gezielten Untersuchung des bereits in der Literatur vgl Kapitel 2 z B Sag99 Voc59 erw hnten Einflusses der Bef llung und Verdichtung von filigranen Innenstegen innerhalb der maschinellen Steinproduktion auf die resultierende Rohdichte und Festigkeitsverteilung ber den Steinquerschnitt f r Betone aus LAC wurden zum weiteren Nachweis am gleichen Herstelltag Loch und Vollsteine Rezeptur P1 1 Produktionsversuch produzi
485. suchswerten von Scheiben aus Voll und Lochsteinen unterschiedlicher Schlankheit Der Vergleich mit den Versuchsdaten als Datenpunkte in der vorherigen Abbildung legt den Schluss nahe dass mit einem Querschnittsversagen nach Theorie I bzw max II Ordnung infolge m iger Schlankheit zu rechnen ist Andererseits ist gerade f r die schlankeren Innenstege aus Lochsteinen mit h 238 mm auch ein Stabilit tsversagen denkbar weil die experimentellen Datenpunkte die Grenztragf higkeit eben nicht erreichen und somit innerhalb der berechneten Grenzkurve liegen und folglich ein Stabilit tsversagen vorl ge Daf r spricht auch der im Versuch aufgezeichnete progressivere Kurvenverlauf der Traglastkurve oberhalb von 80 bis 90 der max Traglast mit anschlie endem schlagartigem Versagen vgl Kapitel 5 4 2 Denn diese gro en Ausmitten sind im Versuch durch entsprechende Rissbildungen im Querschnitt erkl rbar die einen Stabilit tsverlust eines einzelnen Innenstegs nahelegen w rden F r die Testserie V2 T3 22 von 238 mm hohen Stegen aus Lochsteinen ergibt sich z B nach dem vorliegenden Interaktionsdiagramm eine totale Ausmitte von amp otr erten 1 32 mm bei Erreichen der Kurve der Grenztragf higkeit A 44 D Anhang Modellbildung Tabelle D 1 Berechnete Ausmitten anhand des N M Interaktionsdiagramms gegen ber den angesetzten ungewollten Ausmitten ea gem DIN 1045 1 Punkt im M N Ber Ausmitte ey Ber Ausmitte Gu H he h Ansatz ungewollte Di
486. suchten Mauersteingeometrien nur grenzwertig die Forderung nach Alb67 und der Normung abdecken Anzutreffen sind bei den Steinen der Marktstudie Verh ltnisse der Innstegdicken zum Gr tkorndurchmesser von minimal 1 75 Mittelwert 1 91 Somit wird f r diese Steine noch nicht mal das Mindestverh ltnis von 2 f r aus gr eren Bauteilen ges gte Proben nach Alb67 eingehalten Dies k nnte zum Beispiel eine Erkl rung f r die hohen Druckfestigkeitsverluste von Lochsteinen mit schmalen Innenstegen gegen ber Vollsteinen liefern In den nachfolgenden Unterkapiteln 5 1 und 5 2 wird daher in einem ersten Schritt empirisch der Einfluss von Probenschlankheit dicke Probenvolumen sowie der m gliche Einfluss von Bef llungs und Verdichtungsunterschieden durch die schmalen Schalungsstege analysiert Dies geschieht anhand des Vergleichs von gleichzeitig hergestellten Volt Produktionsserie VI zu Lochsteinen 5 1 Untersuchungen zum Gr eneffekt auf die resultierende Festigkeit 93 Produktionsserie V2 der gleichen LAC Rezeptur und ann hernd gleichen Trockenrohdichten der erh rteten LAC s Die Abbildung 5 1 zeigt die Testresultate der Steindruckpr fungen als ar thmetisches Mittel eines Pr fsatzes aus 6 Einzelwerten nach 28 Tagen f r zum selben Zeitpunkt unter gleichen Produktions und Klimarandbedingungen hergestellten Voll zu Lochsteinen die auch ann hernd gleiche LAC Trockenrohdichten aufweisen Verglichen zu den aus dem gleichen Beton
487. sulter CHRYSO Aquab ton doit tre pr alablement malax avec les granulats secs On infraduira seulement ensuite l eau de g chage Le pouvoir gonflant de ses composants exige de mettre un peu olus d eau que n cessaire B Anhang Leichtbetonentwicklung Caracteristiques Nature coudre Couleur blanc casse pH de la solution 1 3 0 2 0 Vi scosit dynamique Brockfield 20 solution a 1 150 20 mPa s Conditionnement Sacs de 50 kg Pr cautions A fort dosage CHRYSO Aquab ton retarde la prise du ciment et diminue les r sistances 28 jours He pas diluer dans l eau Dur e de vie 18 mois Abbildung B 6 Technisches Merkblatt zu einem der verwendeten puderf rmigen Stabilisierer B 2 Ergebnisse der Optimierungsversuche in der Produktion des Kooperationswerkes CHRYSO Plast XP Plastifiant R ducteur d eau Lu LE NE 14 Descriptif CHRYSO Plast XP est un plasti ant de nouvelle generation Sa structure mol culaire sp cialement mise au point lui confere des propri t s exceptionnelles dans le domaine de l adjuvantation des b tons secs ou fermes d Kor x CHRYSSO Flast XF ameliore par son pouvoir plastifiant et dispersant les performances m caniques des pieces r alis es en b ton sec ou ferme CHRYSO Plast XP poss de des propri t s hydrofuges et peut ainsi tre employ pour diminuer l absorption capillaire CHRYSO Plast XP permet d augmenter les cadences de
488. sultiert dann in einer sinkenden Rohdichte bei gleichzeitig sinkender Druckfestigkeit nach 28 Tagen Somit konnte mit der verwendeten teureren Zusatzmittelkombination bzw dem puderf rmigen Stabilisierertyp nicht das gew nschte Ziel erreicht werden Allerdings gibt es noch andere Hersteller auf dem Markt die speziell f r LAC puderf rmige Stabilisierer entwickelt haben die zum Zeitpunkt der Produktionstests jedoch nicht geliefert werden konnten Tabelle B 3 Ergebnisse des 3 Optimierungsversuchs mit Betonzusatzmittelkombination aus Flie mittel FM Typ 1 und puderf rmigen Stabilisierer ST Rezeptur Produktions Nr Trockenrohdichte Steindruckfestigkeit kg m N mm Mittelwerte Pr fserie Mittelwerte Pr fserie Versuch 4 Bei diesem 4 Optimierungsversuch wurde neben der Anpassung f r die im Labor entwickelte Mischungsrezeptur M2 an die Maschinenparameter der Produktion ebenfalls der Austausch des verwendeten Flie mittels auf Basis von Polycarboxylat der Basisrezeptur M2 gegen ber den zuvor schon B 2 Ergebnisse der Optimierungsversuche in der Produktion des Kooperationswerkes A 13 verwendeten puderf rmigen Stabilisierer getestet Versuchsserien Nr M2 V 1 Dabei blieb die Dosierung des Stabilisierers bezogen auf den Bindemittelgehalt im Vergleich zum verwendeten Flie mittel der Ausgangsrezeptur M2 unver ndert Das Zugabewasser wurde jedoch wegen des verringerten Wasseranspruchs durch die Zugabe von Flie mitteln bei dem Au
489. sungspraxis kann nach DIN EN 1520 die Biegezugfestigkeit speziell f r LAC genauso wie f r gef gedichte Betone nach DIN 1045 1 s o aus einer Exponentialfunktion aus der Druckfestigkeit w e folgt abgesch tzt werden Lazio GI 2 2 mit m 0 4 0 6 p 2200 f r p gt 1400 kg m vgl DIN 1045 1 LC m 0 78 f r p lt 1400 kg m Allerdings ist f r numerische Berechnungen die Kenntnis der zentrischen Zugfestigkeit als wesentlicher Materialeingabeparameter bei spr dem Materialversagen auf Biegung und Querzug unverzichtbar Wie weitere Darmst dter Versuche Kar08 zeigen kann allerdings die rechnerische zentrische Zugfestigkeit aus der experimentellen Biegezugfestigkeit abgeleitet werden Dazu wurden die in den Versuchen ermittelte zentrische Zugfestigkeit ber die zugeh rige Druckfestigkeit an separat hergestellten Zylindern bzw Bohrkernen aufgetragen Abbildung 2 17 Als Grenzkurve Kurve 2 Abbildung 2 17 f r das 5 Quantil bei einer Aussagewahrscheinlichkeit von 90 wurde der Verh ltniswert der experimentell bestimmten zur berechneten Zugfestigkeit ermittelt Die berechnete Zugfestigkeit entspricht der Annahme dass die zentrische Zugfestigkeit ca 50 der Biegezugfestigkeit von LAC f r Trockenrohdichten unter 1400 kg m betr gt Kurve 1 Somit ergibt sich die zentrische Zugfestigkeit zu Fin 0 4212 f 0 78 Mittelkurve Gleichung 1 Abb 2 17 f 04212 f 0 78 0 65 0 11 f7 untere Grenzkurve GI 2 Abb
490. t dass eine entsprechende Norm zur Bestimmung der Querdehnzahl f r Beton auf deutscher und europ ischer Ebene nicht existiert Deshalb haben sich unterschiedliche Pr fmethoden entwickelt wobei die Querdehnzahl in manchen Literaturstellen sowohl an W rfeln wie auch an Zylindern ermittelt wird Meist wird jedoch die Querdehnzahl bei einem Druckversuch mittels DMS oder w hrend der E Modul Pr fung durch ein Messequipement an Zylindern ermittelt vgl Abbildung 4 15 und Abbildung 4 20 Deshalb wurden innerhalb der Arbeit die Querdehnungen nach mehreren Pr fverfahren sowohl zu Beginn der Leichtbetonentwicklungen an W rfeln w hrend des Druckversuch nach 28 Tagen wie auch an Zylinder in Anlehnung an die amerikanische Pr fnorm ASTM C 469 02 zur Bestimmung des statischen E Moduls und der Querdehnung f r Normalbetone mittels Dehnmesstreifen DMS und einer speziellen Messeinrichtung mittels punktf rmig angeordneten induktiven Wegsensoren DDI an Zylindern 150 300 mm w hrend der E Modul Pr fung nach DINEN 1352 gemessen Die Querdehnzahl u wird f r alle drei Testmethoden allerdings abweichend von ASTM C 469 02 aus den bei einer oberen Pr fspannung von 1 3 der max Druckfestigkeit resultierenden L ngs und Querdehnungen u33 zy berechnet Dieses Vorgehen entspricht der Pr fmethodik die auch in M 198 Bra08 und Fau03 Anwendung findet E T Dana Gl 4 4 Elo mit Sio Querdehnung an der oberen Pr fspannung Elo L ngsdehnung an d
491. t so dass ein manuelles Verlegen gerade auch f r gro formatige Sandwichmauersteine mit Vorsatzschale aus LAC und Gewichten lt 25 kg m glich bleibt Tabelle 7 2 Parameterstudie zum Einfluss der inneren Tragschalendicke und Lagerfugenart auf die Steinfestigkeitsklasse zur Erf llung der statischen Nachweise nach DIN 1053 100 Belast ungssituation nach Hof07 Berechnung des Mauerwerks ohne Lastverteilungsstreifen im Auflagerbereich durch Sondersteine EPS Schalungen mit Ortbetonerg nzung Dicke der Tragschale M rtelgruppe MG Steinfestigkeitsklasse di mm SFK Ansonsten sind f r Sandwichkonstruktionen aus LAC mit Trockenrohdichten gt 1300 kg m und integrierten mechanisch beanspruchbaren Vorsatzschalen aus LAC bei den gew hlten und im deutschsprachigen Raum blichen Blockabmessungen mit Steinl ngen von ca 500 mm Hebehilfen bzw werkzeuge einzusetzen 190 7 Prototypentwicklung am Beispiel von Sandwich und Verbund Konstruktionen 7 5 2 Thermische Berechnungen Neben den statischen Entwurfsberechnungen anhand von Praxisbeispielen werden die Prototypen zus tzlich auf ihre thermischen Kennwerte analysiert Dazu werden die Sandwich und Verbundvarianten numerisch dreidimensional mittels der Methode der Finiten Elemente FEM gem den Vorgaben der deutschen Bauaufsicht DIBt nach Bauregelliste Teil A Anhang 2 7 DIBtO3b f r Mauerwerk aus bauaufsichtlich zugelassenen Mauersteinen berechnet Dieses Vorgehen wird auch in
492. t werden 56 3 Stand der Technik Marktstudie 3 6 Ableitung des Optimierungs und Forschungsbedarfs aus der Marktstudie Die Markstudie wurde mit dem Ziel durchgef hrt den aktuellen Stand der Technik von W rmed mmsteinen auf dem freien europ ischen Markt zu Beginn des Projektes festzustellen und das Optimierungspotenzial bzw den Forschungsbedarf von Mauersteinen in monolithischer und Sandwich Bauart aus LAC einzusch tzen Zur Verdeutlichung des Stands der Technik von verschiedenen Mauersteintypen auf Basis von unterschiedlichen Ausgangsmaterialien werden deshalb in dem Diagramm in Abbildung 3 11 die zur technischen Beurteilung von W rmed mmsteinen wesentlichen Parameter die W rmeleitf higkeit und die Steindruckfestigkeit gegen bergestellt Dar ber hinaus sind in Abbildung 3 12 die grundlegenden Zusammenh nge zwischen Brutto Trockenrohdichte und W rmeleitf higkeit im trockenen Zustand der Steinprobek rper einerseits und der Steindruckfestigkeit andererseits wiedergegeben Pro Mauersteintyp ist dabei in den Diagrammen als Datenpunkt der Mittelwert aus 6 Einzelwerten der Steindruckfestigkeit bzw Brutto Trockenrohdichte im Vergleich der gemessenen W rmeleitf higkeit im trockenen Zustand als arithmetisches Mittel aus 3 unabh ngigen Messungen von Mauersteinprobek rpern im Einplattenverfahren je Steintyp dargestellt Unter dem Begriff klassische W rmed mmsteine werden im Folgenden in Abbildung 3 11 und Abbildung 3 12 monolit
493. t Verlauf 3 Entwicklung Querdehnzahl yezuyap ond o20000 hI Co POD 0 50 100 150 200 250 300 350 Pr fzeit s 400 450 500 Abbildung 4 18 Entwicklung der Querdehnzahl in Abh ngigkeit der Druckspannung und der Pr fzeit Zylinder der Basisrezeptur MS2 Pr frohdichte 1700 kg m E E on E gt 150 9 0 83kg dm D w ur EEE a Pa 1 74kg dms E LA E Querdehnung L ngsstauchung Querdehnung L ngsstauchung 0 0 0 1 02 03 04 05 06 07 08 09 10 0 0 01 02 03 04 05 0 6 07 08 09 190 Relative Druckspannung Relative Druckspannung Abbildung 4 19 Entwicklung der Querdehnzahl verschiedener SLWAC und ALWAC in Abh ngigkeit der relativen Druckspannung Einfluss des Grob und Feinzuschlags auf die Querdehnung aus Fau03 Zus tzlich zu den Messungen der Querdehnzahl an W rfeln und den DMS Messungen an Zylindern aus den in Gro versuchen der Produktion gefahrenen Mischungsrezepturen Pl und MSI bis MS2 wurden f r einige der Mischungsrezepturen Al bis M4 s Tabelle 4 2 zu einem deutlich sp teren Zeitpunkt als nach 28 bzw 56 Tagen gt 450 Tage stichprobenartig die Querdehnzahlen berpr ft Die Querdehnzahl wird dabei w hrend der E Modulpr fung mittels induktiven Wegsensoren DD1 bestimmt s Abbildung 4 20 Abbildung 4 20 Kommerzielles Messequipement zur Bestimmung der Querdehnzahl u im Zuge der E Modul Pr fung Dabei muss beachtet werden
494. t an dieser Stelle darauf zu verweisen dass im Vergleich zu anderen Betonsorten wie Normal oder Selbstverdichtender Beton die Forschungsaktivit ten zu LAC besonders in den letzten Jahrzehnten recht gering waren so dass die Anzahl der Ver ffentlichungen begrenzt sind siehe z B Deh98 Sag99 Vo 09 Dies stellten auch bereits andere Autoren wie Kvande KvaOl und Thienel Th105 fest Aber selbst f r die bereits in den oU er und J0 er Jahren oft f r konstruktive Ingenieurbauwerke eingesetzten und erforschten gef gedichten Leichtbetone wird von offizieller Seite wie der F d ration Internationale du B ton fib mit dem FIB Bulletin 4 FIB99 und 8 FIB00 oder ELC98a noch ein erh hter Forschungsbedarf zur Festlegung bestimmter Materialkennwerte belegt Aus der Literatur k nnen oft nur f r eine Anzahl bestimmter Materialkennwerte und nur einer Leichtbetonrezeptur bzw Rohdichteklasse wie z B bei Kvande Kva0l wirklich ermittelte empirische Datens tze entnommen werden die allerdings teilweise auf heutzutage nicht mehr prim r verwendeten Leichtzuschl gen basieren vgl V059 Aur71 Sp175 Ein Grund daf r ist dass viele der ver ffentlichten Literaturstellen aus den 50 er bis 70 er Jahren des letzten Jahrhunderts entstammen Deswegen sind die dort publizierten Ergebnisse und Kennwerte nicht unbedingt auf die heute eingesetzten LAC und industriell gefertigten Leichtzuschl ge z B Bl hton Bl hglas bertragbar
495. t es ausreichend die Sch ttdichten des Korngemisches im einger ttelten Zustand zu betrachten Zwar reduzieren der Zementleim und die Feinzuschl ge die Haufwerksporigkeit doch bleibt das Volumen des LAC nahezu konstant Die Frischbetonrohdichte kann dann aus dem Zement und Wassergehalt sowie den Feinzuschl gen pro 1 m Beton plus der Sch ttdichte der groben Leichtzuschl ge errechnet werden Deh98 Vo 09 Der Abstufung der Kornfraktionen innerhalb der Sieblinie kommt dabei eine besondere Bedeutung zu So wird z B 1000 Liter loser Grobzuschlag je m haufwerksporiger Leichtbeton eingesetzt Der resultierende Haufwerksporenraum h ngt somit von der Sieblinie und vor allem der Verdichtung ab und l sst sich nur grob absch tzen Er betr gt 1 d R zwischen 10 und 25 Vol EMOI Thi05 Ein h herer Anteil an Sandfraktion vergr ert das Zementleimvolumen und verbessert die Festigkeit Th106 Voc59 Die Abbildung 2 3 zeigt dazu schematisch die f llende Wirkung der Erh hung des Anteils an Sandfraktion in der erh rtenden LAC Gef gestruktur die somit den Grobzuschlag st tzt und zur Festigkeitserh hung beitr gt Durch den Zementm rtel Leim Sand kann sich das Volumen der Mischung vergr ern Sperrkorn oder gar verringern Eine Verringerung des Volumens kann z B erreicht werden wenn die Reibung zwischen den rauhen Zuschl gen durch eine Gleitschicht aus Zement mit Flie mittel und Schlupfkorn bei der Verdichtung ec wird VH Weg
496. tabtrag im Stein beeinflussen Deshalb wurde der E Modul f r alle entwickelten Rezepturen getestet Alle anderen weiterf hrenden Tests wurden wegen dem festgestellten Festigkeitsunterschied zwischen separat hergestellten Laborpr fk rpern und Proben aus den Produktionsversuchen nur als Stichproben an den in der maschinellen Fertigung m Gro versuch erprobten Rezepturen durchgef hrt Dadurch soll eine breite Kenntnis aller f r die Bemessung relevanten mechanischen Kennwerte in dem zu betrachtenden Rohdichtebereich von 500 bis 2000 kg m erreicht werden 4 8 1 E Modul Vergleich zwischen gemessenen und nach DIN EN 1520 prognostizierten Werten Neben den bereits vorgestellten Untersuchungen der Einfl sse der Lagerung der Herstellungsweise der Mischungsrezeptur bzw der Trockenrohdichte auf die Druckfestigkeit an W rfeln und Vollsteinen aus den entwickelten LAC Rezepturen sind zus tzlich Zylinder zur E Modul Pr fung hergestellt worden Diese wurden zum einen separat im Labor in Schalungen betoniert sowie zum anderen aus Vollsteinen aus der Produktion derselben Rezeptur mit Hilfe eines Kernbohrger tes m Nassschnittverfahren entnommen Wesen der haufwerksporigen Struktur des LAC werden die Druckfl chen der Zylinder 150 mm h 300 mm nicht abgeschliffen sondern nach einem speziellen Verfahren aus Frankreich mit einem M rtelgemisch aus Sand und Schwefel in Formen abgeglichen welches zu sehr ebenen und glatten Druckfl chen f hrt
497. tation des Zementleims vorhanden ist vel auch Kapitel 2 1 4 Der optimale Zementgehalt sowie das Zugabewasser m ssen gem eigener Erfahrung wie auch nach Angaben von Sagmeister Sag99 experimentell sukzessiv in Labor und Gro versuchen in der Produktion ermittelt werden Da das Frischbetonverhalten aber auch vom Ausgangs Feuchtezustand der Leichtzuschl ge vor Mischbeginn abh ngig ist hat es sich in der Praxis bei der Herstellung von Fertigteilen aus LAC als praktikabel erwiesen eine Mischungskonsistenz visuell zu beurteilen Unterschieden wird nach den Phasen erdfeucht EF glanzfeucht GF schmierig SM und nass NA Voc59 Der bliche Arbeitsbereich in der Produktion von LAC Fertigteilen erstreckt sich von berwiegend glanzfeucht GE bis maximal schmierig SM s Abbildung 2 4 Dabei kann auch durch die Wahl der Konsistenz die gew nschte Haufwerksporigkeit des verdichteten Produktes im Bereich von 10 bis 25 nach EMOI erreicht werden Ein gleichm iges Umh llen und Verkitten der Leichtzuschl ge ist aber im Fall des LAC wichtiger als die Einstellung des w z Wertes Th106 rengen EE Zus tzlich kann eine Frischbetonmischung al GF Glanzfeucht durch die Zugabe von Betonzusatzmitteln S We 0 SM Schmierig wie Flie mittel FM und Stabilisierer ST N s Nass 70 gezielt auf eine Verarbeitungskonsistenz eingestellt werden Erfahrungswerte f r die Gesamtporigkeit Bandbreite der effektiven w z Werte des me H
498. tatische und thermische Analysen 191 Randbedingung bezeichnet werden Im vorliegenden Fall handelt es sich um eine Kombination aus vorgegebenen Temperaturen und W rme bergangskoeffizienten F r die vorgestellten Verbundstein und Sandwich Systeme sind au erdem entsprechend analytischer und numerischer Vergleichsberechnungen f r Randbedingungen mit einer Mitteltemperatur von 10 C und AT 10 K entsprechend der Messungen m Plattenger t d e in den nachfolgend gezeigten Abbildungen enthaltenen Auswahlmatrizen in Anlehnung an die Energieeinsparverordnung von Luxemburg REG07 erstellt worden s Abbildung 7 15 Variante 3 Gewicht 20 49 kg Rohdichte LAC W rmeleitf higkeit LAC Vollblockst rke Druckfestigkeit LAC Fzul D mmstoffdicke in mm Gesamtwandst rke in mm 300 ee U Wert bei niso 0 04 U Wert bei niso 0 035 U Wert bei niso 0 03 naturi Dammstoft niso 0 063 W mK Verwendung f r Ein und Zweifamilienhaus Variante 4 Gewicht 30 20 kg Rohdichte LAC W rmeleitf higkeit LAC Vollblockst rke Druckfestigkeit LAC Fzul 1044 kN D mmstoffdicke in mm 125 190 Gesamtwandst rke in mm 300 365 U Wert bei Aiso 0 04 U Wert bei Aiso 0 035 U Wert bei Aiso 0 03 naturi Dammstoff ISO 0 065 W mK Verwendung f r Geschosswohnungsbau Variante 3 Gewicht 25 28 kg Rohdichte LAC W rmeleitf higkeit LAC Vollblockst rke Druckfestigkeit LAC Fzul D mmstoffdicke in mm 155 Gesa
499. tbetonentwicklung zentrische Zugfestigkeit angenommen Diese ber cksichtigt dass die zentrische Zugfestigkeit halb so gro ist wie die Biegezugfestigkeit s Gl 4 5 verringert um den Sicherheitsfaktor von 0 65 der sich f r das 5 Quantil bei einer Aussagesicherheit von 90 auf Basis eines Variationskoeffizienten von 0 21 21 ergibt Die mittlere zentrische Zugfestigkeit die im weiteren Verlauf der Arbeit sowohl f r die numerischen Berechnungen als auch zur Modellbildung f r die Beurteilung der Tragf higkeit von schlanken Wandscheiben angesetzt wird kann wie folgt in Abh ngigkeit der Rohdichte p und Druckfestigkeit f des LAC angesetzt werden Eine Herleitung bzw Erkl rung zu den nachfolgend angegebenen Formeln ist dem Kapitel 2 1 5 zu entnehmen PTS 213 Jan u 0 21 n 0 78 0 65 0 11 f f r p lt 1400 kg m GI 4 9 2 3 fan 0 21 f 0 4 0 6 p 2200 0 65 f r p gt 1400 kg m GI 4 10 Die Abbildung 4 24 zeigt den Zusammenhang zwischen Pr frohdichte und Druckfestigkeit der getesteten kleinformatigen Prismenh lften 40 x 40 x 160 mm nach der Biegezugpr fung sowie von gemessener und nach DIN EN 1521 berechneter Biegezugfestigkeit und berechneter zentrischer Zugfestigkeit f r Proben der Rezeptur Pl Diese Rezeptur wird im Detail behandelt da sie zur Herstellung von Vollsteinen und Lochsteinen verwendet wurde an denen weiterf hrende Untersuchungen zur Modellbildung erfolgten auf die m weiteren Verla
500. te und Steinfestigkeitsbereich der Festigkeitsklassen von berwiegend 2 bis maximal 6 Aufbauend auf den Erkenntnissen aus Kapitel 2 ist festzustellen dass die Materialeigenschaften von LAC kaum in der Literatur dokumentiert sind Zus tzlich befassten sich in der Vergangenheit auch nur wenige Forschungsvorhaben Voc59 Kva0l mit der Ermittlung von Eigenschaftswerten dieser Betone In Kapitel 4 werden deshalb die eigenen Untersuchungen zu den entwickelten Leichtbetonrezepturen vorgestellt Dazu wurden LAC Betone auf Basis von verschiedenen leichten Gesteinsk rnungen wie verschiedenen Bl htonen Bl hglas und Beimengungen von Kalksplitt Leicht und Natursanden sowie unterschiedlichen Betonzusatzmitteln in einem Trockenrohdichtebereich von 500 bis 1900 kg m erprobt Bestimmte ausgew hlte LAC Rezepturen wurden zudem iterativ durch Versuche in der Produktion an die Steinfertigung in Gro versuchen angepasst Dadurch ist es m glich thermische und mechanische Materialkennwerte f r unterschiedliche Leichtbetone zu ermitteln und einen mathematischen Zusammenhang zwischen der Rohdichte Festigkeit und W rmeleitf higkeit und weiteren bemessungsrelevanten mechanischen Kennwerten aufzustellen Die in Kapitel 5 vorgestellten Literaturauswertungen fassen f r Normal und gef gedichte Leichtbetone bekannte Umrechungsfaktoren zur Bestimmung der Druckfestigkeit von 1 Einleitung Standardpr fk rpern zusammen Unter Standardpr fk rper werden W
501. te Querverformung aufgrund linear elastischem bzw bilinear plastischem Materialansatz und ohne Ber cksichtigung von Rissaufweitungen im LAC Gef ge deutlich kleiner ist als die im Versuch ber hrungslos optisch gemessenen Verformungen e ber die H he konisch zulaufende Innenstege die Querverformungen von Lochsteinausschnitten m Vergleich zu geraden Stegverl ufen reduzieren Allerdings treten durch die Konizit t der Stege zus tzliche Zwangsspannungen m Tragsystem auf Des Weiteren kann durch die nichtlinearen FE Berechnungen an den Lochsteinausschnitten S1 mit 2 Lochkammern und an einer einzelnen Wandscheibe aus dem Innenstegbereich von Lochsteinen die im Versuch beobachtete reale Rissbildung sehr gut nachvollzogen werden Folgendes kann somit festgestellt werden e F r eine einzelne Wandscheibe ist bei genauer Kenntnis der Materialparameter des LAC eine recht genaue Simulation der realen Traglastkurven mittels nichtlinearer FE Berechnung m glich Dies kann auch ber den Vergleich der experimentell wie numerisch und normativ analytisch bestimmten Traglastfaktoren gezeigt werden e Die Absch tzung der Traglast des Lochsteinausschnittes S1 mittels numerischen Berechnungen gestaltet sich jedoch schwieriger da sich die realen Proben im Druckversuch durch interne Rissentwicklung anscheinend instabil verhalten e Neben der im Makro Modell nicht abgebildeten inhomogenen LAC Struktur scheinen sich im Druckversuch von Lochstei
502. te kontrolliert weil es auch einen Zusammenhang zwischen H he der Absenkung des Betons in der Schalung bzw Frischbetonrohdichte der Vibrationszeit und der frequenz gibt vgl Kuc92 Abbildung 2 8 links Folgende wesentliche Ziele einer solchen Prozesskette s nd zu erzielen e bei der Dosierung reproduzierbare Wassergehalte e eine korrekte Mischungszusammensetzung e beim Mischen einen geringen Variationskoeffizient der Mischgutbestandteile 18 2 Theoretische Grundlagen e und bei den Teilprozessen des Bef llens und Verdichtens eine gleichm ige homogene Bef llung aller Formkammern und die Ma haltigkeit des Endproduktes e wie auch eine gleichm ige Dichteverteilung ber den Steinquerschnitt Schw06 F r eine gleichm ige Steinqualit t st also die gleichm ige Bef llung der Formkammern eine wesentliche Vorraussetzung Im anschlie enden Verdichtungsproze entstehen dann durch Bef llungsm ngel Rohdichteunterschiede und Geometrieabweichungen Die Marktstudie zeigt z B gerade f r Steine aus haufwerksporigem Leichtbeton vgl Kapitel 3 dass in der laufenden Produktion eben oft nicht die deklarierten Werte wie Rohdichte Festigkeit und W rmeleitf higkeit eingehalten werden Dabei ist neben den bereits genannten Parametern zu beachten dass der Eintrag der Verdichtungsenergie auch vom Unterlagsbrett abh ngig ist auf dem die Steine produziert werden Das Material aus dem die Bretter bestehen st je nach Prod
503. tege im Stein ermittelten maximalen Normalkraft N im Versagenszustand der Steine nach zuvor erfolgter Aufspaltung der Querstege zeigt dass die berechnete Tragf higkeit der einzelnen nicht mehr durch Querstege ausgesteiften Innenstege berschritten wird Somit kann ein Stabilit tsversagen der einzelnen L ngsstege nach dem lokalen Aufspalten von Querstegen mittels des vorgeschlagenen analytischen Bemessungsmodells nachvollzogen werden Die reduzierte Systemtragf higkeit infolge der Stegverformungen ergibt sich mit Gu scht N zu N 1 b f 1 2e t 48364 N lt N 51855 N GI 6 13 gt kein ausreichender Tragwiderstand in Form von Normalkraftwiderstand vorhanden z Exp Tabelle 6 5 Bestimmung des Momentes nach Theorie Il Ordnung f r die L ngsinnenstege des Blocks der Versuchsserie V2 Schritt i KuB KuA Wi Wi AM Mu AM M Af 00 M mm mm mm mm Nmm Nmm 2 0 0 00 i 20 49 5 34 3 1 75 4 0 61 5 0 22 6 0 08 7 i j 1 5668E 04 3 0315E 05 75373 181026 0 03 1 5676E 04 3 0315E 05 75399 181052 0 004 1 5677E 04 3 0315E 05 75401 181054 0 001 1 5677E 04 3 0315E 05 75402 181055 0 000 Die Bruchlast des gesamten Lochsteins ergibt sich nachfolgend durch Multiplikation der berechneten maximalen Traglast des einzelnen L ngssteges der nach dem initialen Versagen der Querstege die vertikalen Lasten abtr gt mit der Anzahl n der L ngsstege m Lochstein NZ 10 D N n 48364
504. teht dieses Wasser nicht f r die Hydratation des Zementleims zur Verf gung bzw erst sehr sp t zeitverz gert innere Nachbehandlung ber den Zementleim als Bindemittel wird der f r den Lastabtrag n der LAC Gef gestruktur wichtige Punkt zu Punkt Kontakt zwischen den groben Leichtzuschl gen ausgebildet Zus tzlich erzeugt das w eder herausvibrierte Wasser aus den porigen Zuschl gen in der Produktion eine Art Gleitschicht f r die Grobzuschl ge wodurch die Schalungen gleichm iger bef llt werden als durch manuelle Auflast im Labor Diesen Effekt kann man auch optisch sehr gut in der Produktion beobachten Im Mischer selbst sieht das fertig gemischte Mischgut oft zu trocken aus w hrend die Oberfl chen des Fertigteiles nach der Verdichtung in der Fertigungsstra e matt gl nzend sind Praxisrelevant aber ohne die prozesstechnischen Hintergr nde zu beschreiben f hrte Vocke Voc59 deshalb die verschiedenen Phasen von erdfeucht EF bis nass NA ein um die Frischbetonkonsistenz beurteilen zu k nnen vgl Kapitel 2 1 2 maximal erzielbare Festigkeit nach Sagmeister max erzielbare Festigkeit in Produktion als obere Einh llende charakt Funktion der mittleren Betonfestigkeit in Abh der Rohdichte f r Produktion untere Einh llende f r eigene Produktion D O1 charakteristische Funktion der LAC Festigkeit f r separate Laborproben N sc
505. teinfestigkeitsklasse 2 abgedeckt wird mit gro en Streuungen der Einzelparameter und mit dem Nichteinhalten der nach den Herstellerangaben und Zulassungen deklarierten Werte zu rechnen ist Im Vorfeld der Untersuchungen mit dem Ziel der Ermittlung des Stands der Technik auf dem europ ischen Mauersteinmarkt gerade m Hinblick auf Mauersteine aus Leichtbeton wurde bereits erwartet dass vor allem monolithische Mauersteine die Anforderungen an die W rmeleitf higkeit nicht einhalten k nnen weil zumeist die angestrebten Rohdichten in der laufenden Produktion berschritten werden Deshalb berraschte das Ergebnis der Druckversuche dass trotzdem f r 1 3 der gepr ften und vom Markt frei eingekauften Mauersteinen die Mindestanforderungen an die Steindruckfestigkeiten nicht erreicht werden k nnen Praxisrelevant k nnten kurzfristig noch regelm igere umfangreiche Kontrollen und Stichproben bei den Baustoffh ndlern Abhilfe schaffen Langfristig wird es aber f r die Hersteller gerade von hoch w rmed mmendem Mauerwerk mit quivalenten W rmeleitf higkeiten unter 0 09 W mK immer wichtiger werden wie die eigenen Untersuchungen in Kapitel 3 4 belegen die Rohdichten der produzierten Mauersteine und auch die Ausgangsmaterialien wie z B die wesentlichen Kennwerte f r die Leichtzuschl ge streng zu kontrollieren um eine ausreichende Qualit t der Endprodukte sicherzustellen Auch darf die weitere w rmetechnische Optimierung von Mauerwerk gerade u
506. teinquerschnitt 127 Definition Safety Factor min f Tultimate lt 3 Versagen auf Zug Bluse Gi Definition Safety Margin e Gl 5 6 Am f 1 urinae L1 lt gt Keine Sicherheitsreserve vorhanden S Maximum Principal Stress Type Maximum Principal Stress Lirit Pa lire 1 25 10 2009 10 45 1 26746 55192 Z 6 1535e 005 SE SUR DL 0 100 0 200 m GE E 1 O0 2 150 Unit Pa Time 25 10 2009 11 08 053665 Max 5 21555 1 668906 Min 4715164005 3 FE DI 0 05 0 100 mm WO TE 1 025 0 075 an FF ae a Abbildung 5 30 Hauptzugspannungen 6 f r variable E Module der L ngsstege gem Rohdichteverteilung Abbildung 5 31 Hauptzugspannungen o f r konstanten E Modul der L ngsstege mit E 4000 N mm rechts Abbildung 5 32 Reale Bruchbildern f r Steine aus der Marktstudie Druckbogen durch die sich orthogonal kreuzenden Rippen es bei konstantem E Modul ber dem Querschnitt zu einer Konzentration der Belastung in den Kreuzungspunkten von Quer und L ngsstegen kommt s Abbildung 5 34 Dieser Sachverhalt wurde ebenfalls von Ber00 f r Hochlochziegel mit Gitterstruktur durch FE Analysen festgestellt Durch diese lokal gr eren Beanspruchungen des Tragsystems im Lochstein wird eine ungleiche vertikale Druckverteilung im Stein erzeugt die bei Steinen aus LAC real zus tzlich durch die haufwerksporige inhomogene Gef gestruktur verst rkt wird 128 5 Untersuchungen
507. tem Typ 2 mit Schwalbenschwanzverbund besondere Ecksteine jeweils getrennt f r die Au en und Innenecken ben tigt Bei diesem Sandwichsystem mit dem Universalstein Typ 2 werden zur Vermeidung von W rmebr cken in den Eck und Fugenbereichen jeweils spezielle Sondersteine f r die Au enecken links und rechts sowie f r die Innenecken entworfen die bereits ab Werk komplett vorkonfektioniert auf die Baustelle geliefert werden Abbildung 7 6 In der Produktion selbst werden dadurch mehr Schalungen ben tigt und auch die D mmstoffkerne m ssten wegen der individuellen Schwalbenschwanzverbindung speziell f r das Werk durch einen D mmstoffhersteller gesch umt werden Folglich erh hen sich f r das Herstellwerk der Mauersteine die Kosten f r die D mmstoffe und der Produktionsaufwand gerade bei geringer St ckzahl an Steinen Spezialstein mit nachtr gl einzuh ngender Vorsatzschale D mmunng em SE ER EE Ge een Zei D d D x RE 22 Ne G AR el OS Zuschnitt Spezialeckstein nachtr gl D mmstoffeinlage Ge CR Ge 7x5 RK GN Y En 2 GC gt wi Zuschnitt Spezialeckstein TANT WU di Abbildung 7 5 Planungsraster im 1 8 m f r die entwickelten Sandwich Eckl sungen Variante 1 und 2 Oktametrische Ma ordnung ur 7 4 Ecksteinl sungen 183 Vorteil dieser stark vorkonfektionierten Systeme ab Werk ist andererseits dass der Arbeitsau
508. ten Mit dieser ji Abstract Arbeit wird eine Grundlage f r eine quantitative auf die jeweiligen unterschiedlichen LAC Betone und Lochsteine mit gitterf rmiger Lochsteingeometrie abgestimmte Prognose des Tragverhaltens von W rmed mmsteinen geschaffen Diese aus den empirischen und mechanisch theoretischen Betrachtungen gewonnenen Erkenntnisse flie en abschlie end in der Entwicklung neuer W rmed mmsteingeometrien im Rahmen einer Prototypentwicklung von Mauersteinen ein Im Blickpunkt stehen besonders Sandwich und Verbundkonstruktionen mit einer klaren Funktionstrennung der statisch und thermisch wirksamen Schichten im Steinquerschnitt Stichw rter haufwerksporiger Leichtbeton LAC Leichtbetonentwicklung Mauersteine Finite Elemente Gr en und Schlankheitseffekte Traglastmodell Prototypentwicklung Markstudie W rmeleitf higkeit Druckfestigkeit ABSTRACT The current discussion about the necessity of sustainable reduction of primary energy for heating of housing structures and of CO emissions led the University of Luxembourg to issue a project to develop hybrid light weight concrete blocks with high heat nsulating properties Therefore the demand for wall constructions limiting the heat flow through the outer wall was steadily growing Because of the progressing standard of national and European Energy Saving Regulations for housing structures and office buildings in the past years most of the producers of bricks an
509. ten Normalbetonsteine oder auch monolithische Steine aus tragf h gen Holzspanbetonen e Da das Modell auf Grundlage von Materialkennwerten aus Kurzzeitversuchen entwickelt wurde jedoch n der Real t t im Wandverband vermauerte Steine durch Dauerlasten belastet werden k nnten zuk nftige Langzeitversuche zum Einfluss von Kriechverformungen Aufschluss ber das Dauertragverhalten von Lochsteinen liefern Diese Untersuchungen sollten dann bzgl resultierenden Kriechausmitten e auf die vertikal belasteten Innenstege in Lochsteinen ausgewertet werden Gegebenenfalls zu ber cksichtigende initiale Schwindverformungen der Innenstege k nnten ebenfalls durch systematische Schwindmessungen an LAC Betonen untersucht und das Modell um diese Einflussgr e erweitert werden e Zus tzlich k nnten weitere gro angeleste Versuchsreihen zur Streubandbreite der Materialkennwerte von LAC Betonen und eine nachfolgende statistische Auswertung der Daten z B nach statistischen Verteilungsmodellen wie dem Weibull Modell dazu beitragen dass auch Teilsicherheitsbeiwerte auf der Materialseite y festgelegt werden k nnten Die so ermittelten Teilsicherheitsbeiwerte k nnten nachtr glich in das Traglastmodell impliziert werden wie dies bereits aus der normativen Bemessung mit Teilsicherheitsbeiwerten aus dem Beton und Mauerwerksbau bekannt ist Eine weitere wichtige Entwicklung zur Nachhaltigkeit von f r Wohngeb ude zu errichtenden Geb udeh llen stellt der
510. ten f r dieselben LAC Rezepturen Pr fk rperformen und Herstelltag erkl rbar s Kapitel 3 und 5 In der Abbildung 4 6 wird die Anfertigung von Standardpr fk rpern aus Vollsteinen die maschinell gefertigt wurden gezeigt Zu Vergleichszwecken mit separat hergestellten Laborw rfeln wurden auch W rfel aus Vollsteinen entsprechend den Vorgaben zur Herstellung von Pr fk rpern nach DIN EN 1520 im Nass Schnittverfahren herausges gt bzw Standardzylinder der Abmessungen 150 300 mm kerngebohrt und entsprechend der Pr fnormen zur Bestimmung der Druckfestigkeit und des E Moduls DIN EN 1354 bzw DIN EN 1352 b s zur Pr fung gelagert pn ee SIN Ze Wd Wan ek Zb H 1 POP LA Fy kb D Wed eu e 4 Abbildung 4 6 Herstellung der Zylinder und W rfel aus Vollsteinen aus der Produktion mittels Kernbohrung bzw Nassschnitt rechts abgeglichener Zylinder nach dem Druckversuch 4 5 Thermische Eigenschaftswerte von LAC 71 4 5 Thermische Eigenschaftswerte von LAC 4 5 1 Bestimmung der W rmeleitf higkeit ber die mathematische Beschreibung der Festigkeitsentwicklung f r den gesamten Rohdichtebereich hinaus ist zudem f r die Prototypentwicklung von hybriden D mmsteinen auf Basis von LAC der funktionale Zusammenhang von der Rohdichte zur vorhandenen W rmeleitf higkeit von Interesse Deshalb wurden wie in Abbildung 4 5b dargestellt aus den zuvor schon beschriebenen Mischungsrezepturen Platten im Labor hergestellt und nach
511. ten zu haufwerksporigen Leichtbetonen fest So wurde z B mit der DIN EN 1520 erst relativ sp t 1999 eine Norm geschaffen die den Anwendungsbereich des haufwerksporigen Leichtbetons gegen ber den bis dahin geltenden Vorschriften der DIN 4232 und der DIN 4028 deutlich ausweitete So wird gem Thienel Th105 das technische Einsatzgebiet als auch die maximal m gliche Festigkeitsklasse bis LAC 25 25 N mm erweitert Allerdings liegen gem seiner Aussage in Deutschland bis zum Zeitpunkt der Untersuchungen in 2005 nur gro technische Erfahrungen in der Produktion von Fertigteilen bus etwa zur Festigkeitsklasse LAC 12 vor Innerhalb dieser Arbeit konnten durch den Austausch von porigen leichten Gesteinsk rnungen gegen ber dichten normalen Gesteinsk rnungen haufwerksporige Leichtbetone bis zur Festigkeitsklasse LAC 20 entwickelt werden Selbst Kvande Kva01 stellt f r den skandinavischen Raum fest dass sich nur eine Doktorstudie vor ihm zum Einsatz von LAC Betonen in der LECA Mauersteinproduktion befasste Zus tzlich konnte Kvande Kva0l kaum verwertbare Datens tze von Herstellern erfragen um Material bzw Modellparameter zu LECA Mauerwerk ableiten zu k nnen Auch wurde innerhalb der letztgenannten Arbeit KvaOl festgestellt dass einige Blocksteine nicht die angestrebte Festigkeit erreichten 4 2 Verwendete Ausgangsmaterialien e Zement Als Bindemittel wurde wie bereits in Kapitel 2 in Tabelle 2 1 dargestellt ein Zement CEM
512. ternen Steinpr fungen und externer Kontrolle zeigt auch f r diese Tests wie bei den thermischen Untersuchungen dass die eigenen Testresultate durch die externen Messungen und Probenvorbereitungen best tigt werden Die genaue Betrachtung des Diagramms verdeutlicht dass 1 3 der 15 gepr ften Mauersteine unterhalb ihrer deklarierten und nach Norm geforderten Mindeststeindruckfestigkeit f r die Einstufung in die SFK 2 mit einem Mittelwert von mindestens Bp s 2 5 N mm liegen Anzumerken ist dass auch f r diese Mauersteine die deklarierten Brutto Trockenrohdichten der Steine berschritten werden s Abbildung 3 6 und deshalb im Vorfeld eher h here Festigkeiten erwartet wurden Zudem liegen 3 weitere Mauersteine mit den gemessenen Steinfestigkeiten m Mittel ziemlich genau bei dem geforderten unteren Grenzwert einer Pr fserie von 2 5 N mm Mauersteine mit Steinfestigkeiten deutlich gt 4 N mm wie z B Steine mit der Bezeichnung G H I weisen eine deklarierte Steinfestigkeitsklasse gt 4 auf Begr nden lassen sich die festgestellten Abweichungen der Druckfestigkeit gerade bei Steinen aus haufwerksporigem Leichtbeton LAC gem eigener Studien vgl Kapitel 4 mit der sehr inhomogenen Gef gestruktur des LAC die zu unterschiedlichen Lastabtr gen ber die punktf rmige Verkittung der Leichtzuschl ge mit Zementleim gerade bei sehr filigran ausgebildeten Leichtbetonstegen im Mauerstein f hren kann Oft weisen die Leichtbetonstege ge
513. tet werden Auch hier war das Last Verformungs Verhalten im kraftgeregelten Druckversuch bis ca 80 der max Last zumeist ann hernd linear Gewisse Proben wiesen allerdings auch hier sehr gro e Anfangsverformungen auf wodurch die Traglast s gnifikant im Vergleich zu anderen Proben der Serie reduziert wurde 5 2 4 Versuche an Mauersteinausschnitten aus Lochsteinen Typ Vbl SW Einfluss der Querstege auf die Festigkeit Zur weiteren Untersuchung von m glichen Einflussfaktoren wie verst rkter Querzugbeanspruchung aufgrund der Geometrie und damit des statischen Systems im Lochstein selbst wurden Mauersteinausschnitte aus den Lochsteinen geschnitten Diese wurden zur Vermeidung bzw Einschr nkung des Einflusses von der zuvor beschriebenen variierenden Rohdichteverteilung ber den Steinquerschnitt s Kapitel 5 1 2 aufgrund des Herstellprozesses der Steine aus dem Zentrum der Lochsteine im Nass Schnittverfahren herausgetrennt Die Abbildung 5 19 zeigt die zwei gew hlten Schnittmuster S1 und S2 f r den Lochstein der Pr fserie V2 aus dessen Herstellcharge auch die einzelnen Innenstege mit unterschiedlichen H hen und damit Schlankheiten gem Kapitel 5 2 3 2 stammen JE Schnittmuster S1 Serie V2 S1 Schnittmuster S2 Serie V2 S2 Abbildung 5 19 Schnittmuster der Steinausschnitte S1 und S2 aus dem Lochstein der Pr fserie V2 Eine genaue Beschreibung der Geometrie der Proben S1 sowie S2 und der getesteten Anzahl
514. tiert f r LAC Bauteile n dieser Form nicht Neben einer umfassenden Literatur und Normenstudie zu Mischungsentwurf Herstellprozess und den Materialeigenschaften sowie der Bemessung von LAC Bauteilen in Kapitel 2 wurden im Rahmen einer Marktstudie 15 unterschiedliche Mauersteinprodukte gepr ft die dem freien europ ischen Markt entnommen wurden Um den Stand der Technik f r erh ltliche monolithische W rmed mmsteine aus LAC zu ermitteln wurden die ausgew hlten Steine entsprechend der in den Zulassung benannten Normen auf die wirklich vorhandene Steindruckfestigkeit und Trockenrohdichte getestet und diese Daten mit den Herstellerangaben verglichen Dabei wurden in Kap tel 3 vergleichend zu den monolithischen W rmed mmsteinen auch Sandwichkonstruktionen aus LAC und vergleichend w rmed mmende Porenbetonsteine und ein Hochlochziegel in den unteren Steinfestigkeitsklassen gepr ft Zus tzlich zur Druckfestigkeit und Trockenrohdichte wurde auch der Basiswert der W rmeleitf higkeit Aiow der Steine in Anlehnung an die DIBt Richtlinie zur Messung der W rmeleitf higkeit Aion von Mauersteinprobek rpern DIBt03 im Einplattenverfahren in einem Plattenger t mit zus tzlichem Gradientenschutz gemessen Die Bestimmung der w rmeschutztechnischen Bemessungswerte erfolgte innerhalb der Untersuchungen zur Marktstudie nach DIN 4108 4 2007 und DIN EN ISO 10456 ber die dort angegebenen Feuchteumrechnungskoeffizienten in Abh ngigkeit der Trocken
515. tigen Zuschnitt von z B Ecksteinen vgl Abbildung 7 5 Der Typ2 des Sandwichs ist hingegen unabh ngig von den Verbindungsmitteln wie der exemplarischen Schwalbenschwanzverbindung Wichtigster Unterschied zwischen den Typen 1 und 2 sind die unterschiedlich ausgef hrten Sto fugen W hrend durch den einfachen Versatz der Kernd mmung das 182 7 Prototypentwicklung am Beispiel von Sandwich und Verbund Konstruktionen Sandwich des Typs 1 auf der Baustelle zuschneidbar bleibt Kann dies f r den Typ 2 aufgrund der komplizierten Ausbildung des Nut und Federsystems nicht mehr so einfach erfolgen vgl Abbildung 7 6 DS n n s a n EEE O9 EEE u EEE a 4 4 s e a u n u B m sa EEE p E u u a al EEE a 8 4 8 4 HE _ 5 ng gt s EEE s a a4 EE e s a a a s 5 o o u u 6 u a al EEE s n aA a 8 F 8 DnD e s n a s a p n u u fe a s e a a 4 2 E u an s n p p E p fe sn a s a a a p al a SAGE HHERTEREITEHE SH SELON RSS Abbildung 7 4 Ecksteinl sung Variante 2 passend zum Sandwich Universalstein Typ 1 mit Zuschnitt und nachtr glich anzubringender Vorsatzschale auf der Baustelle Fassadenelement aus LAC mit ab Werk r ckseitiger Kernd mmung als Kombi Fertigteil befestigt ber Kunststoffd bel mit der Tragschale zur w rmebr ckenfreien Konstruktion gt 365 RE ST CR Deswegen werden f r schlanke oder auch kompliziertere Steinsysteme wie das vorgestellte Sandwichsys
516. timmung der Traglast kleinformatiger Wandscheiben vs Lochsteinfestigkeit Wie bereits im Kapitel 5 1 erl utert kann experimentell ein signifikanter Einfluss der Steinh he auf die Druckfestigkeit der Mauersteine festgestellt werden Anhand dieser Versuche kann aber die Abweichung von 30 bis zu maximal 46 der Druckfestigkeit je nach verwendeter Rezeptur in Bezug auf die Nettoquerschnittsfl che zwischen Loch zu Vollstein bzw daraus ges gten W rfeln und Lochstein noch nicht vollst ndig erkl rt werden Neben dem Einfluss der Querdehnungsbehinderung der Lasteinleitungsplatten m ssen folglich andere Effekte berlagert auftreten die dazu f hren dass die Lochsteindruckfestigkeit gegen ber der Materialfestigkeit an Vollsteinen bzw W rfeln berm ig stark sinkt Da beim Test des ganzen Lochsteins nicht das Verhalten der Innenl ngsstege beobachtet werden kann wurden zudem Tests an Wandscheiben durchgef hrt die zum einen aus Vollsteinen Versuchs Serie V1 Nr 1 zum anderen aus Lochsteinen Serie V2 Nr 1 geschnitten wurden 5 2 1 Zielsetzung Die Tests an kleinformatigen Wandscheiben aus dem Vollstein dienen zum einen dazu die optimale Dicke eines Innenstegs bei einem verwendeten Gr tkorn von 8 mm feststellen zu k nnen Dadurch k nnen diese Versuche direkt zu einer optimierten Geometrie f r einen monolithischen W rmed mmstein beitragen Zum anderen sollen durch den Vergleich zwischen gleich dicken Stegen Wandscheiben aus de
517. tliche Knicken bzw Ausweichen wie es von schlanken Bauteilen z B St tzen im Stahl oder Stahlbetonbau bekannt ist Nem04 Abbildung 2 18 unten links wird im Mauerwerksbau J g02 Glo04 Moh07 und auch bei den innerhalb der empirischen Untersuchungen an schlanken kleinformatigen Wandscheiben aus LAC durchgef hrten Druckversuchen nur selten festgestellt Beobachtet werden bei zentrisch gedr ckten LAC und Mauerwerks Wandscheiben vor allem Schubbruch Spaltbruch und Keilbruch Abbildung 2 18 Diese Brucharten wurden auch von Goretzky an zentrisch getesteten 5 Stein Probek rpern aus Kalksandvollsteinen und Mauerziegeln vgl Glo04 sowie von Mohamad Moh07 w hrend ihrer Forschungst tigkeit erfasst Von J ger et al J g02 wurden zus tzlich zentrische und exzentrische Druckversuche an kleinformatigen Mauerwerksw nden durchgef hrt In den nachfolgenden Bildern sind die aus dem Forschungsbericht von J ger J g02 festgehaltenen Bruchbilder auch von Mauerwerk aus Vbl Steinen aus LAC nach der zentrischen Druckpr fung dargestellt Abbildung 2 18 Auch hier sind die von Goretzky beobachteten und klassierten Bruchformen wie Spalt bzw Keilbruch erkennbar Bilder von Tests von unbewehrten Beton oder Leichtbetonw nden konnten der Literatur leider nicht entnommen werden Schubbruch Spaltbruch Keilbruch Keilbruch DT Ki b C1 K5S 3DF MG Klassisches seitliches i Ausknicken Keilbruch Stahlbetonst tze S
518. toffg ten W rmeleitf higkeiten entsprechend der auf dem Markt g ngigen W rmeleitgruppen WLG von k nstlichen und nat rlichen D mmstoffen als Plattenware variert Rey02 Die W rmeleitgruppen bezeichnen dabei den Bemessungswert der W rmeleitf higkeit der D mmstoffe Sowohl f r den Verbund VKI bis VK4 wie auch Sandwichstein SKI bis SK4 wurden zwei unterschiedliche Leichtbetonvarianten kombiniert mit jeweils 4 unterschiedlichen D mmstoffg ten untersucht Zus tzlich wurde f r den Verbundstein wegen des geringeren Volumens des Betontragteils und damit geringeren Steingewichts auch noch ein LAC Beton mit einer 192 7 Prototypentwicklung am Beispiel von Sandwich und Verbund Konstruktionen Trockenrohdichte von 1800 kg m MS3 betrachtet s Kapitel 7 2 1 Die Tabelle 7 3 zeigt die zusammengestellten Grundkombinationen aus Rohdichte und Tragschalendicke der LAC Betontragteile in den Steinen mit den jeweiligen untersuchten D mmstoffg ten der Kern und Vorsatzd mmung Tabelle 7 3 Beschreibung der Materialkombinationen f r die untersuchten Sandwich und Verbundstein Varianten Tragschalendicke Trockenrohdichte LAC W rmeleitf higkeit der SK3 175 0 03 0 035 0 04 amp 0 065 Verbundstein Varianten VE VK1 130 0 03 0 035 0 04 amp 0 065 Die Farbgebung in Abbildung 7 15 deutet die Einhaltung einer gewissen Energieeffizienzklasse an die direkt dem Aussehen der Energiep sse angepasst ist Varnert werden in den Matrizen
519. tonzusatzstoff kommen zudem auch Betonzusatzmittel bei der Rezepturenentwicklung zum Einsatz Im Labor wie auch in Gro versuchen in der Produktion wurden von verschiedenen Herstellern Flie mittel FM und Stabilisierer ST erprobt Durch den Einsatz von Stabilisierern k nnen Entmischungen des Frischbetons vermieden und die Haftwi rkung des Zementleims erh ht werden Au erdem lassen s ch f r den Festbeton h here Festigkeiten zum Beispiel wegen der dispergierenden Wirkung des Flie mittels erwarten vgl Sag99 und Kapitel 2 1 3 Genauere Kennwerte zu den verwendeten chemischen Betonzusatzmitteln sind aus den Datenbl ttern im Anhang B zu entnehmen 4 3 Mischungsrezepturen f r haufwerksporige Leichtbetone LAC In diesem Abschnitt werden die entwickelten Mischungsrezepturen quantitativ vorgestellt Ziel ist es durch Versuche an den Festbetonen m glichst mathematische Zusammenh nge auf Basis unterschiedlicher Leichtzuschl ge in Abh ngigkeit der Trockenrohdichte f r die Druckfestigkeit und W rmeleitf higkeit zu entwickeln um f r die Bemessung und Entwicklung von hybriden D mmsteinen verl ssliche Datens tze zur idealisierten modellhaften Beschreibung der Baustoffkennwerte zu erhalten Die Mischungsrezepturen Al bis M4 grau unterlegt decken den unteren Rohdichtebereich von ca 500 bis 1100 kg m ab wohingegen die Rezepturen MS 1 bis MS 3 den oberen Rohdichtebereich von 1100 bis 2000 kg m umfassen s Tabelle 4 2 gelb unterlegt
520. trien eine deutliche Reduktion der Kosten f r Prim rmaterialien D mmstoffe werden m ssen mit s ch f hrt Um neben technisch einwandfreie auch wirtschaftlich konkurrenzf hige Produkte entwerfen zu k nnen erfolgte die Wahl der zur Prototypentwicklung eingesetzten Leichtbetone LAC auf der Grundlage der Preise der Leichtzuschl ge und der mechanischen wie thermischen Leichtbetonkennwerte die wie bereits zuvor im Kapitel 4 dargestellt n den Laboruntersuchungen ermittelt wurden Als Prototypen werden entsprechend dem Ergebnis der Marktstudie Kapitel3 und der Untersuchungsergebnisse an kleinformatigen Wandscheiben aus Voll und Lochsteinen aus LAC Kap 5 nachfolgend verschiedene Varianten von dreischaligen Sandwichbl cken mit innenliegender Kernd mmung und Vorsatzschale aus LAC sowie Verbundsteine mit au enliegender D mmlage erprobt Kapitel 7 3 Dabei werden sowohl f r den Sandwich wie Verbundsteintyp verschiedene Varianten der Befestigung der tragenden Leichtbetonquerschnitt zum D mmstoffkern bzw zur Vorsatzschale untersucht W hrend der Entwicklung gab es vielf ltige berlegungen z B auch zum Einsatz von kommerziell erh ltlichen D mmstoffankern bzw d beln um die Tragschale an die D mmstofflage zu befestigen Diese L sungen schienen allerdings wegen der hohen Materialkosten zu keiner wirtschaftlichen Konzeption zu f hren Auch gilt es f r den Produzenten und die Baustelle m glichst einfache Systeme zu entwickeln
521. trien von Lochsteinen und der 3D FE Modelle Angabe von Geometrieparametern Des Weiteren sind die Schnittgr en nach Theorie I Ordnung N und M gem dem skizzierten statischen System mit durch die versetzte Anordnung der Querstege auf die L ngsstege resultierenden Querdruck q zu ermitteln s Abbildung 6 10 Als Lasteinflussbreite der Belastung aus den versetzten Querstegen wird der Achsabstand der Querstege im Lochstein angesetzt vgl Abbildung 6 11 F r die vertikale Belastung der Querstege wird dealisierend angenommen dass nach dem Auseinandersplitten der Querstege die maximal getestete Last Fmax f r Lochsteine gleichm ig auf die L ngsstege umzuverteilen ist Als anf ngliche Imperfektion wird wie bereits im Vorfeld beschrieben eine Ausmitte von 6 2 Modell zur analytischen Beschreibung der Lochsteinfestigkeit von W rmed mmsteinen 167 e c 10 400 nach DIN 1045 1 angesetzt e Eine m gliche Kriechausmitte e wird vernachl ssigt da die vergleichend anzusetzenden Steindruckversuche auch Kurzzeitbelastungen sind Zuk nftig kann bei Bedarf und bei weiteren experimentellen Versuchen zum Kriechen von LAC diese Ausmitte aber noch m Bemessungsmodell eingepflegt werden Die Biegesteifigkeit der L ngsstege B wird gem den Vorschl gen von Gol08 und Gun00 aus dem Tangentenmodul Er nach dem Materialansatz von Ritter bzw EC 2 s Kapitel 2 wie folgt berechnet B E Ayr 1 N 24 d i Mit Er Tangentenmodul g
522. tung des Steinquerschnitts gr er als die Tragf higkeit des Querschnitts unter Ansatz der charakteristischen Druck und Zugfestigkeit ist die berechneten Bruchbedingungen zum Aufspalten der Querstege nach dem analytischen Modell n Anlehnung an dem Vorschlag von Berndt Ber96 mit den experimentell bestimmten Materialkennwerten f r den Referenzstein V2 und f r die Steine E und K sowie den Steinausschnitt El der Marktstudie gut angen hert werden k nnen s Abbildung D 15 Allerdings sind noch eine sr ere Anzahl an Versuchen mit unterschiedlichen Lochsteingeometrien notwendig um das vorgeschlagene Bruchkriterium eingehender f r Steine aus LAC mit gitterf rmiger Lochstruktur validieren zu k nnen Zuk nftig k nnte das Modell noch durch den Einfluss von Langzeitverformungen z B infolge von Kriechen e sowie durch den Ansatz von Teilsicherheitsbeiwerten ym und Beiwerten zur Ber cksichtigung von Langzeiteinfl ssen o erg nzt werden wie dies bereits f r Bemessungsmodelle aus dem Mass vbau bekannt ist Dazu w re allerdings eine systematische Erweiterung der Datenbasis an Materialkennwerten von LAC erforderlich wobei die so gewonnenen Daten gem Kapitel 6 1 1 statistisch z B nach dem Weibull Modell oder in Abh ngigkeit der G te von Modell zu experimentellen Daten nach der Gau schen Normalverteilung zu beurteilen sind Dieses Vorgehen ist bereits f r gef gedichte Betone g ngige Praxis und kann der allgemeinen Literatur wie T
523. twicklung von hybriden W rmed mmsteinen gegeben Diese W rmed mmsteine sollen mit Hilfe von verschiedenen haufwerksporigen Leichtbetonen neuen Steingeometrien und innovativen Materialien Au enw nde n einschaliger Bauweise ohne zus tzliche nachtr gliche Ma nahmen zur Au end mmung erm glichen Die Au enw nde sollen einen angestrebten U Wert von max 0 25 W m K bei einer m glichst schlanken Gesamtwanddicke von nur 30 bis max 40 cm aufweisen Die bisher in Luxemburg hergestellten W rmed mmsteine wiesen Werte von 0 33 W m K auf Um L sungen zur Optimierung zu finden bedarf es einer genauen Untersuchung von haufwerksporigen Leichtbetonen und deren thermischen und festigkeitsrelevanten Eigenschaftswerten sowohl im Labor als auch in Gro versuchen in der Steinfertigung selbst Grundlegend ist gerade f r haufwerksporigen Leichtbeton LAC Lightweight Aggregate Concrete festzustellen dass das Materialverhalten dieses Baustoffs kaum m der Literatur dokumentiert ist Innerhalb der hier vorgestellten Arbeit sind deshalb Versuche durchgef hrt worden bei denen gezielt Verh ltniswerte zwischen der Rohdichte und der W rmeleitf higkeit sowie der Rohdichte und Festigkeit der LAC Betone auf Basis unterschiedlicher Leichtzuschl ge und Betonzusatzmittel ber einen Rohdichtebereich von 500 bis 2000 kg m bestimmt wurden Durch eine systematische Auswertung der zuvor beschriebenen empirischen Wertepaare konnten durch nichtlineare Regression so
524. uch nachgewiesen dass gerade m Bereich von Einzellasten Mauersteine der Steinfestigkeitsklasse 12 bei tragenden Innwandschalen von mindestens 13 5 cm besser aber von 17 5 cm zur Vorhaltung einer Traglastreserve auszuf hren sind Ansonsten k nnen die bereits auf Baustellen n der Praxis anzutreffenden und zum System passend zu entwerfenden mit Normalbeton zu verf llenden U Schalen zur Ausbildung von Ringankern und zur Lastverteilung unter Einzelauflagern und Decken zur Traglaststeigerung der Wandkonstruktion verwendet werden Massive Vollsteine bieten gegen ber monolithischen gelochten W rmed mmsteinen zudem in statischer Hinsicht den Vorteil dass sie eine einfachere Verarbeitung auf der Baustelle in Form von Schlitzen und Aussparungen im Mauerwerk f r elektrische und sanit re Installationen erlauben Thermisch werden sowohl die zweischaligen Verbund wie auch dreischaligen Sandwichprototypen analysiert Mittels 3D Berechnungen wird eine Parameterstudie zum Einfluss der D mmstoffqualit t und dicke durchgef hrt Auf Basis der so berechneten U Werte f r die Sandwich und Verbundsteine mit Au end mmung werden Auswahlmatrizen f r die jeweilige Prototypvariante in Abh ngigkeit der Leichtbetonrohdichte und der Wanddicke der tragenden Innenschale im Energieeffizienzlook des nach dem luxemburgischen Reglemenent grand ducal REGO07 g ltigen Energiepasses zur Energieeffizienz von Wohngeb uden erstellt Dadurch ist es direkt m glich zu e
525. uch sein Feuchtegehalt bei Mischbeginn entscheidend f r die Frisch und Festbetoneigenschaften Zu trockene Zuschl ge entziehen dem Zementleim das zur Festigkeitsbildung ben tigte Wasser und zu nasse Zuschl ge k nnen im Zuge der Vibration in der Steinfertigungsstra e zu einer zu nassen Konsistenz des Zementleims und folglich zu Entmischungen und Abs nken des Leims auf den Schalungsboden f hren Die Werte des Wassergehaltes nach DIN EN 1097 5 nach Tabelle 4 1 ber cksichtigen zum Entwurf der Mischungsrezeptur die Wasseraufnahme der Leichtzuschl ge z B nach 5 30 und 60 Minuten im ofentrockenen Zustand Tabelle 4 1 Verwendete Zuschlagsarten zur Leichtbetonentwicklung Herstellerangaben die durch eigene Kontrollmessungen best tigt wurden K rnung Sch ttdichte Kornrohdichte Wasseraufnahme wg Wassergehalt Zuschalgsart DIN EN 1097 6 DIN EN 1097 5 mm kg m3 kg m3 M M Prreresrd 10 Bl htonsand gebrochen AG 0 2 580 37 Bl hton AG 4 8 AR 4 10 Mix A ca 22 Bl hton 4 8 rund B 11 6 Bl hton 0 4 G B Ex Bl hton 2 8 rund C 2 Bl hglas D DS Bl hglas D 205 Bl hglas D 0 5 Dolomitsteinsplitt bzw 3 AT S Moselsand BE Messwerte kontrolliert durch Ponts et Chauss es Experimentelle Bestimmung als Stichprobe an einer Liefercharge Anlieferung und Lagerung im Big Pack nach Datenblatt CE Kennzeichnung 2009 Allerdings h ngt die Feuchteaufnahme nicht nur von der Kornform und dem ge
526. uckfestigkeit der Wandversuche ber das Probek rpervolumen ausgewertet da vermutlich die Dicke allein nicht nur ber die resultierende Druckfestigkeit entscheidet wie der Vergleich eines W rfels mit 4 cm Kantenl nge zur Wandscheibe der Dicke 4 cm aber mit einer Seitenfl che von 80 x 80 mm zeigt Abbildung 5 14 links Der Vergleich der Druckfestigkeiten n Abh ngigkeit der Volumina der Pr fk rper verdeutlicht Abbildung 5 14 rechts dass W rfel mit 4 cm Kantenl nge ein kleineres Volumen aufweisen als der Pr fk rper VI1 T1 40 d h die Wandscheibe mit 4 cm Querschnittsdicke Au erdem weist der Probek rper VI T1 28 mit 28 mm dickem Querschnitt nur ein wenig geringeres Volumen auf als der Probek rper VI T1 40 und somit resultiert im Mittel unter Beachtung der Standardabweichung auch fast dieselbe Druckfestigkeit Folglich wird durch diese Auswertung die zuvor angebrachte Vermutung best tigt dass bei entsprechendem Volumen von ca 400cm ein Innensteg mit 28 mm Dicke gem der versuchstechnisch realisierten Dickenabstufung der Proben ideal ist und die Druckfestigkeit in Abh ngigkeit des verwendeten Gr tkorns bis zu diesem Volumen ansteigt Das optimale Verh ltnis von Gr tkorn zu minimaler Kantenl nge der Probe betr gt demnach hier ca 3 5 Somit k nnen auch f r LAC Betone die Literatur Alb67 Kim04 und Normangaben f r Normalbeton best tigt werden 114 5 Untersuchungen zum Gr en und Schlankheitseffekt au
527. uckspannung ber ein Rechteck aus Dementsprechend ergeben sich die Traglastfaktoren zur Berechnung der aufnehmbaren Druckkraft nach Theorie I Ordnung zu OASE HI mit Npa bh fa CO Wobei ew die Ausmitte der Normalkraft und h die Querschnittsdicke nach DIN 1045 1 beschreibt F r Wandschlankheiten bzw Ersatzschlankheiten nach Heg02 auch als bezogenen Schlankheit bezeichnet von 2 5 lt I h lt 25 sind Einfl sse aus Theorie II Ordnung zu ber cksichtigen Eine Gl 2 4 mechanisch ber den Tr gheitsradius i definierte Schlankheit von Ana lo i 86 entspricht dabei f r Rechteckquerschnitte einer bezogenen Schlankheit A V12 lo h 25 mit lo Lu Die Einfl sse aus Theorie II Ordnung werden vereinfacht auf Basis der maximalen Lastausmitte nach Theorie I Ordnung aus dem mittleren Wandf nftel angen hert durch l Dra U4 1 26 EH Gi 2 5 mit N py b h f Dra 30 2 Theoretische Grundlagen NDecke K x recht h 2e X Dreieck oh Nach at Abbildung 2 19 Ansatz des Spannungsblocks als Idealisierung des Materialverhaltens zur Bestimmung der Festigkeit rechts Nachweis unbewehrte Betonwand nach DIN 1045 1 mit infolge der Lastausmitte amp Theorie Il Ordnung reduziertem Querschnitt bebe mit op Heg02 In der Gesamtausmitte Ga einer auf den Wandquerschnitt exzentrisch angreifenden Normalkraft werden die Ausmitten aus der Systembelastung eo M N und die Imperfektionen des T
528. ue07 entnommen werden 7 PROTOTYPENTWICKLUNG AM BEISPIEL VON SANDWICH UND VERBUND KONSTRUKTIONEN 7 1 Hintergrund der Prototypentwicklung Wie aus der Marktstudie in Kapitel 3 Abbildung 3 11 hervorgeht sind f r monolithische Mauersteine bei wirtschaftlichen Wanddicken bis 36 5 cm nur m ige W rmedurchgangskoeffizienten U bzw Bemessungswerte der W rmeleitf higkeit A bei relativ niedrigen Druckfestigkeiten im Vergleich zu Systemen mit einer Funktionstrennung von tragender und d mmender Schicht zu erwarten Die Untersuchungen und rechnerischen Analysen zur Marktstudie belegen dass sich relat v schlanke und wirtschaftliche Wandkonstruktionen unter thermischen Gesichtpunkten auch nicht wirklich ber die F llung von gr eren Luftkammern von Hohlbl cken mit D mmstoffstecklingen erreichen lassen Zwar k nnen durch solche Ma nahmen die W rmeleitf higkeiten der Mauersteinprodukte gesenkt werden aber gleichzeitig st auch mit einer deutlichen Reduktion der Traglast aufgrund der filigranen Innenstege im Vergleich zu Vollsteinen ohne Lochung zu rechnen s Vergleich n Abbildung 3 11 Dies belegen auch besonders deutlich die detaillierten Untersuchungen zum Einfluss des Gr en bzw Schlankheits und Verdichtungs bzw Bef llungseffektes in Kapitel 5 auf die resultierende Traglast von kleinformatigen Wandscheiben aus Innenstegen von Lochsteinen und an Lochsteinausschnitten Aus diesen Untersuchungsergebnissen ist daher abzuleiten da
529. uf der Arbeit noch n her eingegangen wird Zus tzlich wurden auch bei dieser Versuchsreihe Proben der Rezepturen PO sowie MSI bis MS3 untersucht Die Auswertungen zu diesen Proben sind allerdings wegen des Umfangs dem Anhang B zu entnehmen Die experimentelle Bestimmung der Biegezugfestigkeit geschah an kleinformatigen Prismen der Abmessungen 40 x 40 x 160 mm im Dreipunkt Biegezugversuch zur Erfassung des Gr eneffektes um die Biegezugfestigkeit von Innenstegen n Lochsteinen aus LAC beurteilen zu k nnen Denn auch bei den in der Marktstudie Kap 3 untersuchten klassischen W rmed mmsteinen mit Luftschlitzen sind aufgrund der Lochung im Stein nur Innenstegdicken von 20 bis 40 mm vorhanden Dabe werden die experimentell festgestellten Umrechnungsfaktoren zur Ber cksichtung des Gr eneffektes und des Einflusses eines Dreipunkt im Vergleich zum Vier Punkt Biegezugversuch gem Kapitel 4 8 4 bei der Berechnung der zentrischen Zugfestigkeit ber cksichtigt Die Druckfestigkeit wird nach dem Biegezugbruch an den zwei entstandenen Prismenh lften als W rfeldruckversuch 4 cm Kantenl nge durchgef hrt Insgesamt wurden pro Rezeptur mindestens 10 Prismen und 6 Balken getestet Als Mittelwert von Prismen der Rezeptur PI ergibt sich z B f r 10 getestete kleinformatige Prismen unter Ber cksichtigung der Umrechnungsfaktoren ein Mittelwert der rechnerischen zentrischen Zugfestigkeit von 0 44 N mm bei einer Trockenrohdichte von 770 kg m Exemp
530. uivalenten 104 5 Untersuchungen zum Gr en und Schlankheitseffekt auf die resultierende Festigkeit Steinw rfel kaum m glich Die aus der Normung zu entnehmenden Formfaktoren zur Bestimmung der Steinfestigkeit in Abh ngigkeit des Steinformates sind daher nicht sinnvoll da diese auf das Bruttovolumen bzw die Au enabmessungen der Steine bezogen werden Tats chlich weisen aber Lochsteine unterschiedliche Lochkonfigurationen auf wodurch gerade bei W rmed mmsteinen wie Vollbl cken mit Schlitzen Vbl SW oder auch Hohlbl cken Hbl unterschiedlich schlanke Innenstege resultieren Die so entstandenen inneren Schlankheiten der lastabtragenden Stege im Lochstein k nnen durch die zuvor beschriebenen normativen u eren Formfaktoren in keinem Fall abgebildet werden 0 80 0 60 0 40 0 20 4 0 00 0 0 1 0 2 0 3 0 4 0 5 0 6 0 Abbildung 5 6 Europ ische Formfaktoren nach DIN EN 772 1 in Abh ngigkeit der bezogenen Schlankheit h min l b Bee05 Aus der Literatur Kas80 Bee05 k nnen weiterhin folgende Umrechnungsfaktoren auf der Grundlage der in Tabelle 5 3 dargestellten empirischen Ans tze zur Beschreibung des Formateinflusses von Mauersteinen gefunden werden Eine berpr fung dieser Ans tze ergab allerdings f r die im Folgenden vorgestellten eigenen Versuche keine gute bereinstimmung mit den Datens tzen da die empirischen Ans tze bezogen auf repr sentative W rfel hergeleitet wurden und f r
531. und folglich dessen Haufwerksporigkeit reduziert Anhand der zuvor dargestellten Ausf hrungen der unterschiedlichen Einfl sse auf das Tragverhalten der verschiedenen Betone lassen sich auch die unterschiedlichen f r die Bemessung relevanten Eigenschaften der Betone wie die unterschiedlichen Plastizit tsfaktoren der Spannungs Dehnungs Linien Kapitel 2 3 die Streuung der Druckfestigkeit bzw die Festigkeitsentwicklung erkl ren Denn die sogenannte gr ere elastische Kompatibilit t von Zuschlag und Matrix von Leichtbetonen im Vergleich zu Normalbeton beeinflussen die Mikrorissbildung und die Druckfestigkeit Durch die geringeren Steifigkeitsunterschiede im Gef ge des Leichtbetons entstehen die ersten Risse erst bei h heren Belastungsstadien im Vergleich zu Normalbeton Zugversagen im Kleber Cohesion fracture Haftungsversagen Adhesion fracture een Aggregate fra ture G La Abbildung 2 15 Rissbildungen in LAC nach Druckversuchen links Vergr Berung gerissenenes Grobzuschlagkorn o r Versagensmechanismen in LAC Sag99 u r 2 1 Kenntnisstand ber haufwerksporigen Leichtbeton LAC 25 I Durch die m Verlauf des Druckversuchs LWAC with Haufwerksporiger Einkgmbeton open structure fr here Rissbildung kommt es bei TER SR SES Normalbeton zu der bekannten Punktverkittung sticked together parabelf rmigen Ausbildung der Spannungs Dehnungs Linie Sowohl bei Erh hung Increasing j e S Zementle
532. ung der einzelnen L ngs und Querstege wodurch der Steinquerschnitt auch n Querrichtung beansprucht wird Zus tzlich entstehen neben dieser Beanspruchung durch den Haft und Scherverbund in den Kontaktfugen zu den Lasteinleitungsplatten und durch das unterschiedliche Querdehnungsverhalten der Ausgleichschichten aus Gips bzw Zementm rtel und dem Lochstein selbst erhebliche Querdehnungsbeanspruchungen Bei den blichen Steifigkeitsverh ltnissen und den geringen Ausgleichsschichtdicken im Vergleich zur Stein bzw Probenh he werden Querdruckspannungen n der Ausgleichsschicht aus Gips bzw Zementm rtel und Querzugspannungen im Stein erzeugt Dies kann auch prinzipiell aus den FE Berechnungen die in Kapitel 5 2 vorgestellt wurden abgelesen werden Innerhalb dieser Berechnungen wurde der Verbund zwischen Steinoberfl che und Lasteinleitungsplatten aus Stahl ber Kontaktelemente simuliert wobei ein Haftreibungskoeffizient un und eine geringe Koh sion c vorgegeben wurden 162 6 Modell zur analytischen Beschreibung der Lochsteinfestigkeit Nach Berndt Ber00 ist es in Anlehnung an das Analogieverfahren m glich den bergang von elastischen zum visko plastischen Verhalten der Baustoffe im Druckversuch wie von LAC und Ausgleichsschichten mit den durch das Flie en verursachten gr eren Querverformungen durch den Ansatz einer vergr erten Querdehnzahl zu ber cksichtigen Nach dem Fib Model Code 90 MC90 ist die Querdehnzahl bis
533. ung zusammengefasst 4 6 Mechanische Materialkennwerte von LAC 4 6 1 Rohdichte Druckfestigkeits Relation In Abbildung 4 9 sind die minimal und maximal erzielten Druckfestigkeiten von 130 er W rfeln nach DIN EN 1354 die zum einen separat im Labor hergestellt und zum anderen aus Vollsteinen aus der Produktion geschnitten worden sind schraffierter Wertebereich in Abh ngigkeit der Trockenrohdichte dargestellt Die berechneten charakteristischen Funktionen der mittleren Festigkeit sind dabei getrennt f r jede Herstellungsweise vergleichend der f r LAC maximal erzielbaren Festigkeit nach Sag99 gegen bergestellt Aus der Abbildung 4 9 ist ersichtlich dass die W rfeldruckfestigkeiten der im Labor hergestellten W rfel m gleichen Rohdichtebereich wie m der Produktion zu geringeren Festigkeiten neigen Als ein wichtiger Grund unter vielen betontechnologischen und prozesstechnischen Einflussfaktoren vgl 4 6 Mechanische Materialkennwerte von LAC 73 Kapitel 2 1 kann angef hrt werden dass gr ere Verdichtungsenergien bzw intensit ten in der Produktion zu einer homogeneren Kornverteilung in der LAC Gef gestruktur gegen ber der Herstellung von Proben im Labor f hren Das in den porigen leichten Gesteinsk rnungen aufgesogene Wasser bleibt bei den Laborproben aufgrund geringerer Verdichtungsintensit t eher im Korn eingeschlossen als durch Schockvibration in der Produktion wo es f rmlich wieder herausvibriert wird Folglich s
534. ungen in bestimmten Quer und L ngsstegbereichen der Lochsteine kommen 116 5 Untersuchungen zum Gr en und Schlankheitseffekt auf die resultierende Festigkeit Wandscheiben Schlankheit u B V Effekt 7 00 z o Dages 175 mm 238 mm 6 00 EF N 5 00 c Z 2 2 x 4 00 8 gt gt E 7 E 3 o 2 je G OD 3 00 S S Q S g Lochstein 4 35 MPa 6 5 MPa l Vollstein Festigkeit 66 9 bezogen ed 2 00 auf Nettoquerschnittsfl che m 1 00 0 00 Pr fserien O Serie V1 T1 20 Vollstein B Serie V2 T1 22 Lochstein mit Wdh 20 Proben O Serie V1 T2 20 Vollstein E Serie V2 T2 Lochstein mit Wdh E Serie V2 T3 20 Lochstein Abbildung 5 16 Versuche an Innensteg Scheiben aus Lochsteinen im Vergleich zu ges gten Scheiben aus Vollsteinen als Mittelwert einer Pr fserie mit Streubandbreite Dabei ist zu beachten dass alle ersten 10 Proben aus den mittleren 2 Stegen desselben Lochsteins stammen s Abbildung 5 12 Allerdings manifestieren sich Bef llungs und Verdichtungsm ngel nicht unbedingt signifikant in der Trockenrohdichte Bei der Kontrolle der Trockenrohdichten f llt zwar auf dass die Proben der Testreihe V2 T1 80 nur Trockenrohdichten im Mittel von 815 kg m aufweisen wohingegen mitgetestete schlankere Proben der Reihe V2 T2 mit 175 mm H he eine Rohdichte von 825 kg m und mit 238 mm H he T3 von 837 kg m besitzen Jedoch konnten im Vo
535. ural compressive stresses Printed in International Journal of Fracture Mechanics Volume 126 p 79 102 2004 Kordy A Safouh A El K M et al Lightweight Concrete B Sc Graduation Project Alexandria University Faculty of Engineering Civil Engineering Department 2002 Kritschig K Tragf higkeit von Mauerwerk bei vertikaler Belastung Traglastverfahren Mauerwerk Kalender Ernst und Sohn Berlin Band 1 S 287 ff 1976 Kritschig K Anst tz W Knickuntersuchungen an Mauerwerksproben Proceedings of the 9th International Brick Block Masonry Conference Berlin 13 19 October S 202 209 1991 Kritschig K Zur Gr e der Abminderungsfaktoren im EC 6 zur Ber cksichtigung der Lastausmitte und Schlankheit Erschienen in das Mauerwerk Heft 1 S 28 32 1998 Kuch H Dr Ing habil Schwabe J H Dr Ing Entwicklungstendenzen und potenziale bei Fertigungsmaschinen zur Herstellung von Betonwaren und Betonfertigteilen Erschienen in Betonwerk Fertigteiltechnik Heft 6 2003 Kuch H Palzer U Schwabe J H Molding and compaction of precast concrete elements Current status of research and development of technical solutions Published in Concrete Precasting Plant and Technology Issue 11 2008 S 4 11 Kuch H Dr Ing habil Technical Process Problems Related to the Moulding and Compaction of Small Sized Concrete Products Published in Concrete Precasting Plant and Technology Issue 4 1992 S 80 87 Kuch H Dr
536. urch eine Vielzahl von Parametern beeinflusst wird vgl Kapitel 2 1 muss eine Mischungsrezeptur iterativ durch Versuche an die Fertigung im Gro versuch angepasst werden Standardprobek rper wie W rfelproben 150 mm und Zylinder 8150 mm h 300 mm wurden zum einen separat im Labor und zum anderen aus Vollbl cken die in einem Werk n Luxemburg hergestellt wurden geschnitten Die Druckversuche an LAC werden in dieser Arbeit gem DIN EN 1354 1997 und die E Modulpr fungen nach DIN EN 1352 1997 durchgef hrt Diese beiden zuvor genannten Pr fnormen regeln die Bestimmung der Druckfestigkeit und des E Moduls speziell f r LAC Betone Dabe sind die Belastungsgeschwindigkeiten im Druckversuch geringer und die Belastungs Zeitzyklen bei der E Modul Pr fung durch Haltezeiten von 2 Sekunden innerhalb der Rampen und Verl ngerung der Haltezeiten am Ende der Pr fung um 30 Sekunden gegen ber den f r Normalbeton bekannten normativen Vorgehensweisen modifiziert vgl Abbildung 4 1 Au erdem wurden bei jedem Versuch die Frischbetonrohdichten der verdichteten Betone in der Produktion und im Labor kontrolliert Da die leichten Gesteinsk rnungen 62 4 Leichtbetonentwicklung im Au enbereich unter D chern gelagert werden erfolgte jeweils einige Stunden vor Beginn der Gro versuche n der Produktion eine Bestimmung der Sch ttdichten und der Wassergehalte der Zuschl ge durch Darren e ZE me ZS x mmm mmm vumm mmm mmm mm mmm
537. urchzuf hren um den genauen funktionalen Verlauf der Flie bedingung festschreiben zu k nnen Die Herleitungen in Anlehnung an die Literatur und die Beispielrechnungen zu den formulierten Bruchbedingungen der Querstege f r die untersuchten Lochsteine in Anhang D 3 sind somit als ein erster Ansatz zu werten der zuk nftig noch weiterverfolgt werden sollte Das nachfolgend im Detail vorgestellte analytische Bemessungsmodell beschreibt die Lochsteinfestigkeiten infolge des finalen Versagens der L ngsstege in Lochsteinen aufgrund von Stabilit tsproblemen nach dem lokalen lotrechten Aufspalten von Querstegen bei 80 bis 90 der Bruchlast S ulenbildung Moh07b Schu00 Neben den Einfl ssen aus der Steinh he und Innensteggeometrie auf die auftretenden inneren Spannungszust nde in Lochsteinen ist auch der Einfluss der Ma haltigkeit der Steine selbst zu betrachten In Ber00 wird hierzu ein Faktor von a 0 95 angegeben Eigene Untersuchungen bei denen gezielt die Stegdicken von unterschiedlichen Lochsteinen aus LAC aus der Markstudie nach dem Zerschneiden der Steine mittels Schieblehre vermessen wurden belegen ebenfalls im Mittel eine Variation der Stegdicken und Ma haltigkeit von 5 vom Mittelwert Somit wird dieser Faktor f r die ersten Berechnungen zur eigenen Modellbildung bernommen 164 6 Modell zur analytischen Beschreibung der Lochsteinfestigkeit Nach den Untersuchungen in Kapitel 5 1 und 5 2 ist die Scherbendruckfesti
538. usschnitt V2 S1 mit einer Luftreihe sowie an einer einzelnen konischen Wandscheibe gem der Testserie V2 T3 22 h 238 mm nichtlineare FE Berechnungen durchgef hrt F r diese Berechnungen wird die kommerziell erh ltliche Programmroutine ANSYS mit dem dort verf gbaren dreidimensionalen Betonvolumenelement Solid65 eingesetzt Zur L sung der nichtlinearen Berechnungen wird die in ANSYS standardm ig implementiere Newton Raphson Methode eingesetzt ANS07 But04 e PBetonvolumen und Kontaktelemente Der Elementtyp Solid65 basiert auf das in ANSYS bereits implementierte Bruchmodell nach William und Warnke Wil74 J g06 Grundlage dieses dreidimensionalen Bruchmodells z B f r LAC ist eine F nfparameterdarstellung zur Beschreibung der charakteristischen Bruch und Flie fl chen f r 5 4 FE Berechnungen zum Einfluss verschiedener Steifigkeiten im Steinquerschnitt 135 den dreidimensionalen Hauptspannungsraum vgl Abbildung 5 39 u r Dadurch k nnen Zugrisse und das Betondruckversagen Crushing in allen drei orthogonalen Raumrichtungen an jedem Integrationspunkt des Elementes abgebildet werden Die Rissentwicklung m den Integrationspunkten wird bei diesem Elementtyp ber eine Anpassung der Elementsteifigkeiten E Module bzw der Spannungs Dehnungs Matrix D gesteuert ANS07 Die Berechnungsmethode entspricht der Modellvorstellung einer verschmierten Risstheorie Um die Rissentwicklung m glichst genau abzubilden wurde be
539. uzent unterschiedlich so dass die eingebrachte Verdichtungsenergie in Abh ngigkeit des Materials der Bretter und auch in der H he und Verteilung ber die Brettlage variiert Deshalb m ssen die im Labor entwickelten Rezepturen durch Gro versuche an den jeweiligen Fertigungsprozess angepasst werden Somit h ngt die Trockenrohdichte eines Mauersteins auch von seiner Lage auf dem Unterlagsbrett ab Durch geringere Auflasten und geringere Verdichtungsintensit ten von R tteltisch unter harmonischen Schwingungen im Labor bedingt durch das Fehlen von gleichzeitigen horizontalen und vertikalen Kr ften f llt die Rohdichte von 150 er W rfel im Labor tendenziell ein wenig geringer aus als von Vollelementen der gleichen Rezeptur aus der Produktion unter Schockvibration Wegen der gro en Reibungskr fte zwischen den Zuschl gen und zwischen Schalungswand und Zuschlag werden zudem die Schalungen im Labor auf R tteltischen mit steifem Betongemengen wie LAC nicht so gleichm ig bef llt Infolge dessen kommt es im Festbeton zu einem unregelm igen Lastabtrag ber die ungleich und nicht zur dichtesten Packung formierten Leichtzuschl ge Dies resultiert folglich in niedrigeren Druckfestigkeiten von getesteten Labor Pr fk rpern und in Spannungskonzentrationen im haufwerksporigen Betongef ge vgl Kapitel 2 1 5 Wegen dieser zuvor dargelegten Bef llungs und Verdichtungsproblematik fordert anscheinend zudem die DIN EN 1520 zur Bemessung von LAC Bauteile
540. ve Model for the triaxial behaviour of concrete IABSE Seminar on concrete structures subjected to triaxial stresses Bergamo Italy 1974 Wolf S Walther H Langer P Stoyan D Statistische Untersuchung der Druckfestigkeit von Porenbeton Gr eneffekt und Umrechnungsfaktoren Mauerwerk 12 Heft 1 Verlag Ernst amp Sohn S 19 24 2008 Wriggers P Computational Contact Mechanics Second Edition Springer Verlag 2006 Zement Taschenbuch 2002 Leichte Gesteinsk rnungen Leichtbeton Hrsg Verein Deutscher Zementwerke e V Erschienen bei Verlag Bau Technik GmbH D sseldorf Zilch K Zehetmaier G Bemessung im konstruktiven Betonbau Nach DIN 1045 1 und DIN EN 1992 1 1 EC 2 Springer Verlag Berlin Heidelberg 2006 Zucchini A Lourenco P B Mechanics of masonry in compression Results from a homogenization approach Published in Computers and Structures Vol 85 pp 193 204 2007 10 NORMEN ASTM C 469 02 Standard Test Method for Static Modulus of Elasticity and Poisson s Ration of Concrete in Compression ASTM International 100 Barr Harbor Drive West Conshohocken United States Vol 10 02 2002 DIN EN 206 1 Beton Festlegung Eigenschaften Herstellung und Konformit t Deutsche Fassung EN 206 1 Deutsches Institut f r Normung e V Beuth Verlag Berlin Juli 2000 DIN EN 772 9 DIN EN 772 9 Pr fverfahren f r Mauersteine Teil 9 Bestimmung des Loch und Nettovolumens sowie des prozentualen Lochanteils v
541. verformungen f r denselben Lastbereich des FE Modells mit Initialriss rot und ungerissenes Modell schwarz gestrichelt 5 4 4 Fazit FE Analysen Anhand der linearen und nichtlinearen FE Berechnungen n ANSYS mit Variation der Lagerungsbedingungen und der Materialkennlinie von linear elastisch bis nichtlinear plastisch kann f r die Lochsteingeometrien nachvollzogen werden dass die Lagerungsbedingungen einen Einfluss 5 4 FE Berechnungen zum Einfluss verschiedener Steifigkeiten im Steinquerschnitt 149 auf die maximalen Hauptzugspannungen haben Dazu werden Parameterstudien unter Ber cksichtigung von voll querdehnungsbehinderten festeingespannten Verbund bzw Verbund infolge von Reibkontakten zwischen Lasteinleitungsplatten aus Stahl und den Probek rpern aus LAC durchf hrt Gem dieser Parameterstudien kann qualitativ gezeigt werden dass e durch eine volle Querdehnungsbehinderung die Zugspannungen im Querstegbereich gr er werden e als Indiz f r ein fr hes Versagen die Auswertung der max auftretenden Zugspannungen im Querschnitt als oberes Grenzkriterium in Form der sogenannten Safety Margin herangezogen werden kann vgl Gl 5 6 e die Verformungen auf halber Probenh he quer zur Belastungsrichtung gem der Parameterstudie zum Einfluss der Lagerungsbedingungen durch den Grad der Querdehnungsbehinderung des Pr fk rpers beim Ansatz von weniger steifen Betonen wie LAC kaum beeinflusst werden e die berechne
542. verwendete Gr tkorn der Bl htonmischung mit 8 bis 10 mm recht hohlraumreich den 10 auf 17 mm gro en Querschnitt der Querstege ausf llt Folglich kann sich dann der Lastabtrag durch eine zus tzlich m ige Verkittung der Zuschl ge ber den Zementleim und eine inhomogene Kornverteilung lokal auf geringe Querschnitte konzentrieren Der Quersteg wirkt daher eher wie eine Schwachstelle im Stein Die L ngsstege werden zudem durch den festen Verbund mit den versetzten Querstegen wegen deren Querdehnung im Druckversuch seitlich auseinander gedr ckt Dadurch k nnen dann die Biegezugspannungen in den lastabtragenden L ngsstegen erh ht werden Diese Biegezugspannungen f hren zu einer Reduktion der aufnehmbaren Traglast w e es bereits von der Bemessung von unbewehrten W nden aus dem Beton und Mauerwerksbau nach Theorie II Ordnung bekannt ist Tabelle 5 5 Probenbezeichnungen Abmessungen Anzahl und untersuchter Einfluss f r S1 amp S2 Steintyp Bezeich Abmessungen der Anzahl n Untersuchter Einfluss nung der Wandscheiben der Toben Breite B H he H L nge L Proben mm mm mm Schlankheit Bef llung Lochstein V2 S1 54 238 204 Verdichtung Querstegeinfluss Schlankheit Bef llung Lochstein V2 S2 115 238 204 4 Verdichtung Querstegeinfluss Wandscheiben Lochsteinausschnitte bzw Lochstein 7 00 D KA gt CH CH Druckspannung N mm S Pr fserien E V2 T3 22 Lochstein OV2 S1 Loc
543. w hnt werden bei dieser Variante ber den Wandquerschnitt durchgehende Lager und Sto fugen zur Vermeidung von W rmebr cken umgangen indem die D mmstoffschale vertikal und horizontal versetzt gegen ber der Tragschale ausgef hrt wird Aufgrund des umlaufenden Nut und Federsystems sowohl in der Lager als auch in der Sto fuge ist ein einfaches und sehr genaues Ausrichten der Steine im Mauerwerksverband m glich Allerdings sind durch diese spezielle Nut und Federausbildung genau wie f r den dreischaligen Sandwichtyp 2 mit Schwalbenschwanz entweder ab Werk mehrere Sondersteine zur 7 4 Ecksteinl sungen 185 Ausbildung von Innen und Au enecken zu liefern L sung Nr 3 5 und 2 2 4 2 in Abbildung 7 10 oder es m sste der Normalstein Nr 1 Abbildung 7 10 entsprechend aufwendig auf der Baustelle zugeschnitten werden Diese L sung ist als Systemvariante 2 1 und 4 1 f r die Ecksteinausbildung im Planungsraster in oktametrischer Ma ordnung in Abbildung 7 10 vorgestellt F r dieses System sind zudem auf jeden Fall zwei Sondersteine f r die linke und rechte Innenecke zu entwerfen Dies sind die Spezialsteine mit den Nummern 3 und 5 in Abbildung 7 10 Folglich ist f r dieses letztgenannte System ein hoher Vorfertigungsgrad als wesentlicher Vorteil f r die Baustelle f r einen z gigen Baufortschritt durch eine Anzahl von 2 bis 4 Sonderecksteinen und durch die nachtr glich aufsteckbare Vorsatzd mmung mit Aussparungen im D mmkern zu nennen
544. wegung geraten ist Aufgrund immer strenger werdender Richtlinien sowohl auf nationaler als auch europ ischer Ebene sehen sich viele Hersteller gezwungen neue innovative Mauerwerksbaustoffe auf dem Markt zu bringen die diesen gestiegenen Anforderungen an die W rmed mmeigenschaften gerecht werden sollen Um den tats chlichen aktuellen Stand der Technik auf dem freien Markt festzustellen wurde zu Beginn des Forschungsprojektes eine Marktstudie an 15 unterschiedlichen W rmed mmsteinen aus verschiedenen europ ischen L ndern durchgef hrt Allerdings verdeutlicht diese Marktstudie an W rmed mmsteinen dass gerade bei gut w rmed mmenden Leichtbetonsteinen mit Rohdichten unter 800 kg m noch ein erheblicher Forschungsbedarf an Leichtbetonen und der Herstellung von klassischen W rmed mmsteinen z B Vbl SW 2 besteht Die Kenntnis von mechanischen und thermischen Leichtbetonkennwerten und der Einfluss der Mauersteingeometrien auf die Tragf higkeit und W rmed mmung von Au enw nden ist ein wesentlicher Aspekt bei der Beurteilung von Wandkonstruktionen Im Rahmen dieser Arbeit werden Untersuchungen zur Bestimmung von bemessungsrelevanten haufwerksporigen Leichtbetonkennwerten mit dem daraus folgenden Ziel der Entwicklung von hybriden W rmed mmsteinen durchgef hrt Um L sungen zur Optimierung zu finden werden Untersuchungen von haufwerksporigen Leichtbetonen LAC und deren thermisch und festigkeitsrelevanten Eigenschaftswerte sowohl
545. weiterf hrende Berechnungen vollzogen Deshalb werden nachfolgend detaillierte Variationsberechungen zu verschiedenen Einflussfaktoren vorgestellt Neben linear elastischem Materialverhalten und idealisierten geraden Stegen werden bei den nachfolgenden Berechnungen auch der Einfluss von dem real vorhandenen nichtlinearen Materialverhalten durch spezielle 5 4 FE Berechnungen zum Einfluss verschiedener Steifigkeiten im Steinquerschnitt 129 Betonvolumenelemente ANSYS Solid65 ANS07 und der Konizit t der Stege ber die H he untersucht Zus tzlich wird auch die m ige Querdehnungsbehinderung durch die Simulation von Reibkontakten Contal74 Targel70 s ANS07 zwischen den Lasteinleitungsplatten aus Stahl und den Proben aus LAC stufenweise ber cksichtigt Der Kontaktstatus wird ber die iterative Auswertung der Distanz zwischen LAC Oberfl che der Probe Kontaktelement und der Zieloberfl che der Stahlplatten Target Element berechnet Diese detaillierten Untersuchungen werden nachfolgend an den kleineren Steinausschnitten S1 und S2 durchgef hrt Zus tzlich werden Nachrechnungen einzelner konischer Innensteg Scheiben mit lo h 238 mm aus den Lochsteinen durchgef hrt um die mechanischen Effekte und die G te der Nachrechnungen im Vergleich zu den Versuchen gem Kapitel 5 2 3 2 zu berpr fen Dies geschieht auf der Grundlage der empirisch ermittelten Materialkenndaten wie der idealisierten Spannungs Dehnungs Ansatzfunktion f r LAC n
546. werks 1520 2007 porigem Leichtbeton LAC W nde aus DIN 4232 1987 Leichtbeton mit 09 haufwerksporigem Gef ge EEE Sue 2008 1988 amp 2 2 l Leichtbeton LC bzw EN 206 1 ab einer Trocken rohdichte gt 800 kg m3 Umrechnungsfaktoren auf angegebene Kantenl ngen Referenz Separate Proben probek rper S Faktor Abmessungen W rfel bzg auf kantenl nge Referenz mm pr fk rper Abminderungsfaktoren Weg E 100 mm Kantenl nge oder 20 9 98 Bohrkerne 100 8 0 8 mem _ Ces 20 oe 20 o O V ow W rfel 200 mm 1 0 95 1 05 Kantenl nge W rfel Kantenl nge oder Zylinder amp 150 mm l 300 mm C 1 Zu Kapitel 5 1 Gr en und Schlankheitseffekt an Standardpr fk rpern A 17 Tabelle C 2 Umrechnungs und Abminderungsfaktoren aus der Literatur f r mineralische Baustoffe bei gleicher Schlankheit 2 Zylinder Umrechnungsfaktoren aus Formel berechnet wenn Autor Referenz probe angegeben Literaturstelle Umrechungsformel k rper Abmes Festlegung Faktor sungen Festigkeits klasse bzg auf oder variable Zuli id Proben LA a abmessungen pr fk rper 100 mm DIN EN 1520 2007 LAC 2 25 1 05 1 18 oder Bohrkerne amp 100 1 100 mm DIN 1045 1 amp 2 TT un bzw EN 206 1 lt fic cube100 ZylinderA h d 2 1 09 fic cube 150 1 50 l 300 1 05 fic cube 200 mm 1 03 Faust Fau03 Lewandowski Lew71 Fest Zylinder Versuche an Boh
547. wohl durch theoretische FE Berechnungen als auch experimentell nachvollzogen werden k nnen Allerdings ist der Einfluss der Probengr e bei einer bezogenen Schlankheit h d 1 und damit der Einfluss von Fehlstellen im Gef ge f r Proben aus LAC nicht so signifikant wie f r Normalbeton Der Einfluss betr gt f r W rfel mit Kantenl ngen zwischen 100 und 200 mm ca 5 Festigkeitsklasse LAC 2 bis 4 Auch der Einfluss der Endfl chenreibung der Lasteinleitungsplatten bzw die resultierende Querdehungsbehinderung f r Pr fk rper unterschiedlicher Schlankheit ist bei LAC aufgrund ver nderter Steifigkeitsverh ltnisse von Zuschlag und Matrix nicht so ausgepr gt wie bei Normalbeton Hier betr gt der Einfluss nur ca 3 f r die Umrechung von W rfeln mit 150 mm Kantenl nge zur Zylinderdruckfestigkeit 9150 mm h 300 mm e Andere Einflussfaktoren wie Verdichtungsunterschiede und der Einfluss der Lagerungsbedingungen feucht trocken bis zur Pr fung nach 28 Tagen wurden in Vergleichstest 110 5 Untersuchungen zum Gr en und Schlankheitseffekt auf die resultierende Festigkeit an aus Vollsteinen geschnittenen W rfeln unterschiedlicher Dimensionen zudem auch gepr ft s Kapitel 4 Generell kann aus den Versuchen f r die bei diesen Pr fungen getesteten LAC Betone in einem Rohdichtebereich von 500 bis 1400 kg m festgehalten werden dass dieser Einfluss max die Druckfestigkeit im Gegensatz zum Referenzverfahren um 10 verringern kann
548. y Margin 02 09 2009 14 24 2 14 Max 9 b 4 i 0 39451 Min 0 27908 4 0 58687 Min az DEER Safety Margin Type Safety Margin Time 10 02 09 2009 14 49 14 Max 7 Abbildung 5 36 Safety Margin f r die Randbedingungen der Berechnungsf lle a volle Querdehnungsbehinderung b konische Stege c mit zus tzlicher Simulation der Haftreibung e Des Weiteren reduzieren die konischen Stege die minimalen bzw maximalen Querverformungen f hren aber zu gr eren Spannungen im Querschnitt infolge Zwangs Fall a gegen ber Fall b Abbildung C 16 Dies ist durch das Absinken der Safety Margin erkennbar s Abbildung 5 36 Weiterf hrende Auswertungen der optisch gemessenen Biegelinien der Steinausschnitte S2 ber die einzelnen Lastschritte im Versuch verdeutlichen zudem Wendepunkte im Verlauf der aufgezeichneten bezogenen Traglastkurven Ny bt s Abbildung 5 38 Dies k nnte ein Indikator daf r sein dass ein anf nglicher lotrechter Riss in den Querstegen bei ca 80 bis 90 der Bruchlast die Stabilit t des gesamten Steinsystems aus L ngs und Querstegen beeinflusst und zum Versagen f hrt wie dies auch durch die eigenen Versuche und nach Berndt Ber00 f r Hochlochziegel mit Gitterstruktur beobachtet werden konnte Besonders die Traglastkurven f r die Probe S2 4 weisen ab den Wendepunkten bei einer vertikalen Verformung der Probe von 0 05 mm stark progressive Kurvenverl ufe auf die auf eine gr ere Verformungszuna
549. zlich zur Nichtlinearit t der Spannungs Dehnungs Linie ist bei der Ermittlung der Systemtragf higkeit die Zusatzausmitte infolge Tragwerksverformung nach Theorie II Ordnung ber die Kr mmung zu beachten Durch Iteration der Dehnungsebene wird bei vorgegebener ungewollter Ausmitte e ly 400 n Abh ngigkeit von der bezogenen Schlankheit A lo t die maximal aufnehmbare Normalkraft N bestimmt Gem der Gleichung Gl 6 5 s auch Anhang D 2 ist f r die Ausmitte e der Wert e er Aer einzusetzen mit eech IN und Aen nach Gl 6 7 t MEN are GI 6 5 Entsprechend dem Ansatz nach Gun00 werden die horizontalen Durchbiegungen der Innenstege auf Grundlage des Arbeitssatzes aus den Kr mmungen x des Wandquerschnitts ermittelt max ge w f dr x Mas GI 6 6 Aus der Aufl sung des Arbeitssatzes und durch den Zusammenhang der Dehnungsverteilungen im Querschnitt zu der Durchbiegung fo bzw Wmax s Abbildung 6 10 folgt f r die horizontale Wanddurchbiegung in halber Wand bzw Innenstegh he 2 2 Aen W max Ce d z GI 6 7 166 6 Modell zur analytischen Beschreibung der Lochsteinfestigkeit Aufbauend auf der Grundlage der Annahmen in Kapitel 6 2 2 1 und Anhang D 3 zu den Bruchkriterien f r das vorzeitige Versagen der Querstege infolge Querzugspannungen bei 80 bis ca 90 der Bruchlast wird folgender Bemessungsvorschlag f r das finale Stabilit tsversagen der vertikal lastabtragenden L ngsstege erarbeitet Der Bemessungsvorsch
550. zum Gr en und Schlankheitseffekt auf die resultierende Festigkeit Safety Margin SY Type Safety Margin Tim 25 10 2008 10 22 14 Max d d 0 50309 Min ei Abbildung 5 33 Exemplarische Darstellung der Auswertung der Safety Margin f r variable E Modul Verteilung Vergr erung und Darstellung f r konstante E Modulverteilung im Anhang C Minimum Principal Str Type Minimum Principal Abbildung 5 34 Hauptdruckspannungen 63 f r DEIER em konstantem E Modul 4000 N mm ber den Steinquerschnitt ol mit Darstellung der ungleichen lotrechten Druckspannungsverteilung u Als wesentliches Fazit l sst sich aus dieser Parameterstudie ableiten dass unterschiedliche Biegesteifigkeiten ber die einzelnen L ngsstege im Stein zu h heren Zugspannungen gerade im Bereich der Querstege aufgrund ungleichm iger Verformungen f hren Verst rkt werden diese Querverformungen zus tzlich durch ungleichm ige lotrechte Druckspannungsverteilungen durch die sich kreuzende Rippenstruktur der Stege im Lochstein 5 4 2 Numerische Berechnungen von Mauersteinausschnitten S1 und S2 sowie einzelner Wandscheiben e Vorgehensweise Um aufzuzeigen dass die kritisch zu bewertenden konzentrierten Quer und Spaltzugspannungen die ca 1 bis 2 cm unterhalb der Lasteinleitungsfl che auftreten nicht nur auf Randeffekte infolge der vereinfachten Randbedingungen zur ckzuf hren sind werden an den Steinausschnitten S1 und S2
551. zuschl gen zu signifikant steigenden Druckfestigkeiten aber auch h heren W rmeleitf higkeiten vgl Deh98 Cam95 Hum59 So wird nach Spitzner Sp175 f r LAC aus Bl htonzuschl gen durch die Erh hung des Zementgehaltes von 160 auf 200 kg m die Druckfestigkeit um 40 gesteigert wohingegen die Rohdichte vergleichsweise nur um ca 0 06 kg dm 60 kg m ca 10 erh ht wird Auch hat die Art des Leichtzuschlages und die Pr fk rperform in Abh ngigkeit der Trockenrohdichte des verwendeten LAC einen Einfluss auf die resultierende Druckfestigkeit und auf die Geradensteigung der Rohdichte Druckfestigkeits Verh ltnisse nach V 0c59 Aur71 Abbildung 2 11 r o Des Weiteren bestimmt die Rohdichte und Porenstruktur des verwendeten Ausgangsmaterials eines Baustoffs ma geblich dessen W rmeleitf higkeit s Abbildung 2 11 r u Der Wassergehalt innerhalb der Mischungsrezeptur w hrend des Herstellungsprozesses beeinflusst stark die resultierenden Druckfestigkeiten des Festbetons Ein bestimmter Wassergehalt ist dabei zur gleichm igen Umh llung des groben Leichtzuschlags mit Zementleim und zur optimalen Verdichtung des Frischbetons n tig Wird dieser jedoch berschritten ist die Frischleimkonsistenz zu weich und es kann infolge von Entmischungen im Frischbeton zu einer unregelm igen Umh llung und einem schlechten Punkt zu Punkt Kontakt der Leichtzuschl ge kommen Dies resultiert in einer sinkenden Druckfestigkeit des

Mechanische und Thermische Untersuchungen zur

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