Report 15. Vorträge im Rahmen der Mitgliederversammlung Neubau der 2. Schleuse Wusterwitz. Bewertung der Druckfestigkeit von Beton im Bauwerk

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1 Report 15 Neubau der 2. Schleuse Wusterwitz Bewertung der Druckfestigkeit von Beton im Bauwerk Vorträge im Rahmen der Mitgliederversammlung 2009 VERBAND DEUTSCHER BETONINGENIEURE E.V.

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3 Vorwort VDB-Report 15 beinhaltet die Vorträge, die im Anschluss der Mitgliederversammlung des Verbands Deutscher Betoningenieure e.v. am 13. Mai 2009 in Würzburg gehalten wurden. Während sich die Themen der im 2-Jahres-Rhythmus stattfindenden ganzjährigen VDB-Fachtagungen mit neuen Entwicklungen und zukünftigen Tendenzen befassen, werden in den dazwischenliegenden Jahren nach der Mitgliederversammlung aktuelle Themen behandelt. Im ersten Beitrag wird über den Neubau der zweiten Schleuse Wusterwitz berichtet, die im Rahmen des Verkehrsprojekts Deutsche Einheit Nr. 17 im Verlauf des Elbe-Havel-Kanals ab 2012 die 80 Jahre alte Anlage ergänzen soll. Die Besonderheit dieser Schleuse ist der Bau als erste gesamtmonolithische Schleuse Deutschlands. Dabei wird vollständig auf Dehnfugen sowohl bei der Bodenplatte als auch in den Kammerwänden verzichtet, wodurch besondere Anforderungen bei der Bemessung der Konstruktion als auch bei der Entwicklung der Betone zu berücksichtigen waren. Dr.-Ing. Karsten Rendchen, 1. Vorsitzender des VDB Der zweite Beitrag gibt einen Überblick über die möglichen Verfahren zur Bewertung der Betondruckfestigkeit im Bauwerk auf der Grundlage der im Mai 2008 erschienenen DIN EN 1317 Bewertung der Druckfestigkeit von Beton in Bauwerken oder in Bauwerksteilen. Er beschreibt aber auch die ggf. sich ergebenden Risiken bei unsachgemäßer Anwendung der Norm. Der Autor stellt mit einem Beispiel auch das von einem VDB-Arbeitskreis unter Mitwirkung anderer Institutionen erarbeitete Formblatt für die Handhabung von DIN EN 1317 vor. Wir danken den Referenten und der Verlag Bau+Technik GmbH, Düsseldorf, für die Abdruckerlaubnis und die Zurverfügungstellung der entsprechenden Unterlagen. Bisher erschienen sind: VDB Report 1: Beton mit Silikastaub Eine Literaturstudie VDB Report 2: Beton Entwicklungen und Tendenzen, Fachtagung des VDB in Goslar 1994 VDB Report 3: Wirkung von Trennmitteln auf die Betonrandzone Untersuchungsbericht VDB Report 4: Beton Entwicklungen und Tendenzen, Fachtagung des VDB in Erfurt 1996 VDB Report 5: Beton Entwicklungen und Tendenzen, Fachtagung des VDB in Würzburg 1998 VDB Report 6: 25 Jahre Verband Deutscher Betoningenieure Jubiläumsveranstaltung am 5. Mai 1999 in Hannover VDB Report 7: Beton Entwicklungen und Tendenzen, Fachtagung des VDB in Marburg 2000 und Vortragsveranstaltung des VDB in Kassel 2001 VDB Report 8: Beton Entwicklungen und Tendenzen, Fachtagung des VDB in Bremen 2002 VDB Report 9: Anwendung der Vapor-Technologie bei der Nachbehandlung von Beton-Pflastersteinen Untersuchungsbericht VDB Report 10: Baurecht / Neue Normen / Qualitätsüberwachung VDB Report 11: Beton Entwicklungen und Tendenzen, Fachtagung des VDB in Weimar 2004 und Vortragsveranstaltung des VDB in Fulda 2005 VDB-Report 12: Maßnahmen zur Verminderung der Zwangsbeanspruchungen infolge Hydratationswärme VDB-Report 13: Beton Entwicklungen und Tendenzen, Fachtagung des VDB in Bergisch Gladbach 2006 und Vortragsveranstaltung des VDB in Kassel 2007 VDB-Report 14: Beton Entwicklungen und Tendenzen, Fachtagung des VDB in Speyer 2008

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5 Inhalt Seite aus Neubau 2. Schleuse Wusterwitz Besonderheiten einer vollmonolithischen Schleuse aus Stahlbeton Prof. Dr.-Ing. Nguyen Viet Tue, Leipzig, und Dipl.-Ing. André Weisner, Magdeburg 6 beton Bewertung der Bauwerksdruckfestigkeit nach DIN EN beton 4/2009 Dr.-Ing. Ulrich Wöhnl VDB, Osnabrück 5

6 Wasserbau Neubau 2. Schleuse Wusterwitz Besonderheiten einer vollmonolithischen Schleuse aus Stahlbeton Nguyen Viet Tue, Leipzig, und André Weisner, Magdeburg Am Ende des Elbe-Havel-Kanals wird im Rahmen des Verkehrsprojekts Deutsche Einheit Nr. 17 der Neubau der 2. Schleuse Wusterwitz ausgeführt. Sie soll ab 2012 die vor 80 Jahren gebaute Altanlage ergänzen. Die neue Schleuse hat eine Gesamtlänge von 261,03 m, eine Bauwerkshöhe über Gründungssohle von 12,50 m bis 14,45 m und eine Außenbreite im Kammerquerschnitt von 22,50 m, die sich im Unterhaupt bis auf 34,30 m aufweitet. Die Besonderheit dieser 2. Schleuse ist der Verzicht auf Dehnfugen sowohl bei der Bodenplatte als auch bei den Kammerwänden. Die guten Erfahrungen bei den bisher errichteten teilmonolithischen Schleusen sowie die guten Baugrundbedingungen in Wusterwitz führten zur Planung der ersten gesamtmonolithischen Schleuse Deutschlands. In dem Beitrag werden der Weg zur vollmonolithischen Bauweise, die Besonderheiten bei der Bemessung der dehnfugenlosen Konstruktion und die Anforderungen an den Beton beschrieben. 1 Ausbaugrundsätze und Einführung Der Neubau der 2. Schleuse Wusterwitz ist Bestandteil des Verkehrsprojekts Deutsche Einheit Nr. 17 (Bild 1). Die geplante Schleuse am Ende des Elbe-Havel-Kanals wird 45 m achsparallel zur vorhandenen alten Schleusenkammer gebaut. Die von 1927 bis 1930 gebaute Altanlage hat zwar eine Kammerlänge von 225 m, jedoch liegt die Drempeltiefe bei nur 3,15 m unter dem unteren Betriebswasserstand. Ferner läuft die gutachterlich ausgewiesene Restnutzungsdauer im Bild 1: Luftbild mit Blick auf das Baufeld der Schleuse Wusterwitz nächsten Jahrzehnt aus. Daher ist der Neubau der 2. Schleuse Wusterwitz erforderlich geworden. Als Aufsteller des technischen Entwurfs, Bauherr und Bauüberwachung fungiert dabei das Wasserstraßen-Neubauamt Magdeburg (WNA) [1, 13]. Der Neubau wird für die Wasserstraßenklasse Vb ausgelegt. Grundlage für die Bemessung und die Konstruktion sind das Großmotorgüterschiff und ein Schubverband mit 185 m Länge, 11,40 m Breite bei einer Abladetiefe von 2,80 m. Quelle: euroluftbild.de Das Hauptbaulos (Bild 2) umfasst den Neubau der Schleuse und den Ausbau des oberen Vorhafens in allen Gewerken. Der Auftrag hierzu wurde europaweit ausgeschrieben und am an eine Arbeits- Die Autoren: Prof. Dr.-Ing. habil Nguyen Viet Tue studierte Bauingenieurwesen an der TH Darmstadt. Anschließend war er wissenschaftlicher Assistent am Institut für Massivbau der TH Darmstadt, wo er promoviert und habilitiert wurde. Nachfolgend war er Mitarbeiter des Ingenieurbüros König und Heunisch, Frankfurt am Main, und Geschäftsführer der König und Heunisch Planungsgesellschaft mbh, Leipzig. Seit 2003 ist Nguyen Viet Tue Professor und Direktor des Instituts für Massivbau und Baustofftechnologie der Universität Leipzig. Dipl.-Ing. (FH) André Weisner studierte Wasserbau an der Fachhochschule Magdeburg und diplomierte auf dem Gebiet des Schleusenneubaus. Danach wirkte er im Wasserstraßen-Neubauamt Magdeburg bei der Planung der Schleuse Hohenwarthe mit und war Baubevollmächtigter einiger Tiefbaulose. Zwischen 1998 und 2003 oblag ihm die Bauüberwachung des Massivbaus der Schleuse Hohenwarthe. Seit 2002 ist André Weisner Mitglied im Arbeitskreis des Bundesministeriums für Verkehr, Bau und Stadtentwicklung zur Erstellung der ZTV für Wasserbauwerke aus Beton und Stahlbeton, seit 2003 Projektleiter und Baubevollmächtigter für den Neubau der 2. Schleuse Wusterwitz. 6

7 Bild 2: Bauarbeiten zur Baugrubenumschließung einer bis zu 33 m tiefen, 80 cm dicken Dichtwand mit eingestellter Spundwand. Im Hintergrund sind Arbeiten zur Tiefgründung des neuen Schleusenbetriebsgebäudes zu sehen. gemeinschaft, bestehend aus den Firmen Heitkamp Ingenieur- und Kraftwerksbau, Bauer Spezialtiefbau und der Johann-Bunte Bauunternehmung, in Höhe von rd. 63 Mio. vergeben. Die Verkehrsfreigabe der neuen Schleuse ist für das Jahr 2012 geplant. Als vorgezogenes Teilbaulos (Bild 3) konnte der untere Vorhafen mit 5,5 Mio. Investitionssumme dem Verkehr fristgerecht bereits im Dezember 2007 übergeben werden [2]. 2 Schleusenkonstruktion und deren Besonderheiten Die Schleuse besteht aus den Einfahrtsbauwerken, dem Oberhaupt, der Schleusenkammer und dem Unterhaupt. Die Hubhöhe der Schleuse Wusterwitz beträgt je nach Wasserstand des Elbe-Havel-Kanals und der Unteren Havel-Wasserstraße zwischen 2,95 m und 4,75 m. Die Schleusenplanie liegt hochwasserfrei 1 m über dem höchsten Betriebswasserstand der oberen Kanalhaltung und schließt eben an das aufgeschüttete Gelände an. Die Oberkanten der Drempel (Anschläge der Schleusentore) im Oberhaupt und im Unterhaupt liegen jeweils 4 m unter dem unteren Betriebswasserstand und der neuen Sohlhöhe der anschließenden Kanalabschnitte. Die nutzbaren lichten Kammerabmessungen betragen 190 m x 12,50 m. Die gesamte Stahlbetonkonstruktion (rd m³) ist dehnfugenfrei und hat eine Gesamtlänge von 261,03 m (Bild 4), eine Bauwerkshöhe über Gründungsfläche von 12,40 m bis 14,45 m und eine Außenbreite im Kammerquerschnitt von 22,50 m, die sich im Unterhaupt bis auf 34,30 m aufweitet. Bereits im Jahre 2003 begannen die Vorplanungen zum Neubau der Schleuse. Wie bei größeren Ingenieurbauwerken üblich, wurden zunächst Variantenuntersuchungen durchgeführt. Hierzu zählten die Baugrubenumschließung, das hydraulische System (Bild 5) und die Wahl des statischen Systems des Bauwerks. Die vorgenannten Untersuchungen führten zu vielen konstruktiven und wirtschaftlichen Optimierungen beim Bau und später in der Bauwerksunterhaltung. Allein im Zuge der Optimierungen des hydraulischen Systems im Bereich der Ein- und Auslaufbauwerke konnte die Bauwerkslänge um rd. 25 m verkürzt werden. Grundlage hierfür waren hydraulische Versuche und Gutachten der Bundesanstalt für Wasserbau und des Leichtweißinstituts der TU Braunschweig. 3 Der Weg zur vollmonolithischen Schleusenbauweise Das WNA Magdeburg hat bereits 1998 im technischen Entwurf der Doppelschleuse Hohenwarthe auf einer Länge von 246,60 m und bei einer Sohldicke von 5,50 m dehnfugenfrei geplant. Im Rahmen der Beauftragung kam dann durch ein Nebenangebot noch eine fugenlose Sparbeckenanlage hinzu. Die monolithische Bauweise der Sohle (Bild 6) ist dort durch schlechte Baugrundverhältnisse in Kombination mit hohen Bauwerkslasten und den daraus resultierenden hohen Setzungsdifferenzen, die die Fugenbänder nicht aufnehmen konnten, entstanden [3]. Hieraus entwickelte sich in der Wasserund Schifffahrtsverwaltung (WSV) die monolithische Sohle zum Stand der Technik. Dabei wurde bei späteren Schleusenbauten der erste Wandabschnitt im Bereich der Längskanäle integriert. Im Zuge der Entwurfsplanung zum Neubau der Schleuse Wusterwitz, zehn Jahre nach den ersten Planungen zur Schleuse Hohenwarthe, gab eine Machbarkeitsstudie der BAW [4] für eine gesamtmonolithische Schleuse Wusterwitz den entscheidenden Anstoß. Die guten Erfahrungen bei den bislang errichteten teilmonolithischen Schleusen, guten Baugrundbedingungen in Wusterwitz, aber auch die zunehmenden Probleme mit alten Fugenbandkonstruktionen in der WSV, führten zur Planung der ersten gesamtmonolithischen Schleuse Deutschlands. In Vorbereitung der Baumaßnahme wurde zunächst eine umfangreiche Baugrunderkundung durchgeführt, bei der 38 Kernbohrungen und 71 Drucksondierungen abgeteuft wurden. Aufgrund der dehnfugenfreien Bauweise war es erforderlich, die Setzungsdifferenzen möglichst gering zu halten. Deshalb wurden im Jahr 2004 rd m³ Erdmassen als Vorlast auf die spätere Gründungsfläche der Schleuse aufgebracht. Die Setzungen wurden bis zur letzten Messung im No- Bild 3: Wasserbauarbeiten im Zuge eines vorgezogenen Bauloses im unteren Vorhafen der Schleuse Wusterwitz Bild 4: Längsschnitt in Schleusenachse 7

8 Bild 5: Schnitt durch das hydraulische Muliportsystem mit Längskanal, 276 Fülldüsen und Prallbalken vember 2008 anhand von Setzungspegeln beobachtet. Die Zwischenergebnisse flossen in eine von der Dorsch Consult Wasser und Umwelt GmbH erstellte und von der BAW begleitete flächige Setzungsberechnung ein. Die Ergebnisse der Messungen zeigen, dass die Hälfte der maximal erwarteten Setzung von 6,5 cm vorweggenommen wurde. Im Zuge der Bauvertragsgestaltung wurde die Anwendung einer aktiven Begrenzung der Frischbetontemperatur auf Basis von Klimadaten des Deutschen Wetterdienstes im Rahmen eines Pilotprojekts in der WSV vereinbart [5]. Denn neben den Randbedingungen bei der Bemessung ist die Beherrschung der Hydratationswärme im jungen Beton maßgeblich für die sichere Herstellung eines wasserundurchlässigen Bauwerks. Ferner wurde bei der Planung der Konstruktion auf eine konsequente Hohlraumminimierung, insbesondere in den Häuptern geachtet. Die Befüll- und Entleerungsleitungen für Revisionszwecke werden deshalb weitestgehend erdseitig verlegt. Auf quer verlaufende Kontrollgänge in den Häuptern wurde verzichtet. Bei der baulichen Gestaltung wurde auf scharfe Übergänge der Bauwerkskanten verzichtet; diese wurden sozusagen verschmiert (Bild 7), um Steifigkeitssprünge zu vermeiden. Aufgrund der sorgfältigen Konstruktionsplanung und der baulichen Vorbereitung wurden gute Voraussetzungen für die fugenlose Bauweise der 2. Schleuse Wusterwitz getroffen. Bild 6: Betonierarbeiten an der m³ umfassenden monolithischen Stahlbetonsohle der Schleuse Hohenwarthe und Wasserdruck im Allgemeinen über die Quertragrichtung abgetragen. Konventionelle Raumfugen in den Wänden und der Bodenplatte haben nur einen vernachlässigbaren Einfluss auf den Lastabtrag in Querrichtung. Der Einfluss der Baugrundsetzungen muss i.d.r. sowohl für die Quer- als auch für die Längsrichtung rechnerisch untersucht werden. Die Auswirkung in jeweiliger Tragrichtung hängt von der Setzungsmulde ab, die vor allem von der Steifigkeit und Homogenität des Baugrunds sowie den Lasteinwirkungen bestimmt wird. Bei derzeit üblichen Fugenabständen von maximal 15 m ist die Auswirkung auf die Stahlbetonbauteile in Längsrichtung betrachtet als gering einzuschätzen, da die Baugrundsetzungen durch Fugenbewegungen ohne den Aufbau von Zwangskräften ausgeglichen werden können. Bei fugenloser Bauweise ist die Setzungsmulde mit auf der sicheren Seite liegenden Annahmen rechnerisch zu erfassen; anschließend muss die Empfindlichkeit der Konstruktion gegenüber der zu erwartenden Setzungsmulde analysiert werden. Im Falle der Schleuse Wusterwitz wurde die Setzungsmulde mit einem 3D-FE- Modell untersucht. Der auf diese Weise er- Bild 7: Draufsicht im Bereich des Oberhaupts konstruktive Gestaltung der Bauwerksübergänge 4 Besonderheiten bei der Bemessung der fugenlosen Schleusenkonstruktion Im Wesentlichen werden Schleusenbauwerke durch folgende Einwirkungen beansprucht: Erd- und Wasserdruck Setzungen des Baugrunds Temperaturgeschichte während der Be- tonerhärtung Witterungseinflüsse während der Nutzung Bei üblichem Abmessungsverhältnis zwischen Längs- und Querrichtung werden Erd- a) im Setzungssattel b) im Setzungstal Bild 8: Beanspruchung in einem Schleusenquerschnitt infolge eines großen Setzungsunterschieds 8

9 Temperatur [ C] unten 72 Mitte oben 168 Betonalter [h] gemessen berechnet 336 Bild 9: Vergleich zwischen Rechen- und Messwerten für die Sohlplatte der Schleuse Sülfeld-Süd während der Betonerhärtung mittelte Setzungsunterschied beträgt in Querrichtung nur einige Millimeter und in Längsrichtung einige Zentimeter. Das maximal auftretende Biegemoment unter Annahme eines ungerissenen Betonquerschnitts liegt unterhalb dem Rissmoment des Bauteils. Vor diesem Hintergrund kann festgestellt werden, dass die Realisierung fugenloser Bauweise mit mäßigem Bewehrungsgrad möglich ist. Bei großen Setzungsunterschieden, die zu unbeherrschbaren Fugenbewegungen führen könnten, stellt die monolithische Bauweise ebenfalls eine gute Lösungsmöglichkeit dar. In diesen Fällen ist die Spannung infolge Setzungsunterschiede in der Regel größer, als die Betonzugfestigkeit zu erwarten (Bild 8). Hierfür ist eine genaue Analyse der Verformungskompatibilität nach der Rissbildung erforderlich. Die eingelegte Bewehrung muss ausreichend sein, um eine sukzessive Rissbildung zu ermöglichen. Die Auswirkung der Hydratationswärme auf das Verhalten von dicken Bauteilen ist nach heutigem Stand der Technik beherrschbar. Die infolge der Betonerhärtung zu erwartende Temperaturänderung in Betonbauteilen kann mit der FE-Methode zuverlässig ermittelt werden. Beispielhaft zeigt Bild 9 den Vergleich zwischen der messtechnisch bestimmten und rechnerisch ermittelten Temperaturgeschichte der Bodenplatte der Schleuse Sülfeld-Süd während ihrer Erhärtung. Die Ermittlung der erforderlichen Bewehrung zur Begrenzung der Rissbreite kann nach dem BAW-Merkblatt Rissbreitenbegrenzung für frühen Zwang in massigen Wasserbauwerken [6] erfolgen. Eine genauere Untersuchung unter Berücksichtigung des Bauablaufs und der Eigenschaften des verwendeten Betons mithilfe eines 3D-FE- Modells ist ebenfalls möglich. Im Rahmen der Ausführungsplanungen der Schleusen Sülfeld-Süd und Zeltingen wurde das BAW- Merkblatt erfolgreich verwendet. Die meisten Risse in diesen beiden Schleusen weisen eine Rissbreite kleiner als 0,25 mm auf. Weitere Messungen am Bauwerk [7, 8] und theoretische Untersuchungen zu der Rissmechanik und den Materialeigenschaften [9] sollen Grundlagen zur Verbesserung der Empfehlungen geben. Weiterhin werden durch die Witterungseinflüsse während der Nutzung zusätzliche Beanspruchungen aufgebaut. Bild 10 zeigt die Ergebnisse der Modellrechnung für die Schleuse Wusterwitz für den Zeitraum von einem Jahr. Die Ausgangstemperatur von Boden und Beton wurde mit 10 C angenommen. Betrachtungsbeginn ist Frühjahr und die jahreszeitlich bedingte Schwankung der Lufttemperatur wurde auf der sicheren Seite liegend mit ±15 K angenommen. Im Bereich des Niedrigwasserstands reduziert sich die Temperaturschwankung auf 5 K. Weiterhin wirkt an der freien Oberfläche die Absorptionswärme der Sonnenenergie in Abhängigkeit vom Einfallswinkel der Sonnenstrahlen. Aufgrund einer tageweisen Berechnung tritt dieser Effekt jedoch in den Hintergrund. Die aus der Temperaturänderung resultierenden Beanspruchungen sind in Bild 11 dargestellt. Über die Bauteilhöhe betrachtet kann die saisonale Temperaturänderung in einen konstanten, einen linearen und einen nicht-linearen Temperaturanteil zerlegt werden (Bild 12). Der konstante Temperaturanteil erzeugt eine Längenänderung in Längsrichtung, hingegen bewirkt der lineare Temperaturanteil eine Verkrümmung des Bauteils. Abgesehen von außergewöhnlichen Einwirkungen im Oberflächenbereich, wie beispielsweise im Falle eines Sommergewitters, tritt hier der Einfluss nicht-linearer Temperaturanteile in den Hintergrund. Temperatur [ C] Betrachtungszeitpunkt [d] oben Mitte unten 360 Im Allgemeinen kann sich die Verformung infolge des konstanten Temperaturanteils aufgrund der Nachgiebigkeit des Baugrunds größtenteils einstellen. Die Normalkraftbeanspruchung bleibt damit klein und wird zudem durch die viskoelastische Eigenschaft des Betons reduziert. Im Falle der Schleuse Wusterwitz beträgt die Spannung infolge Normalkraftbeanspruchung lediglich 0,27 N/mm². Hingegen wird die Querschnittsverkrümmung infolge des linearen Temperaturanteils durch das Eigengewicht voll behindert und ein Biegemoment aufgebaut. Dieses muss mit der Beanspruchung aus der Setzungsmulde überlagert werden. 5 Mindestbewehrung zur Begrenzung der Rissbreite für die Schleuse Wusterwitz Im Rahmen der Ausschreibung der Schleuse Wusterwitz wurde die Mindestbewehrung zur Aufnahme der Zwangskräfte während der Betonerhärtung nach dem BAW-Merkblatt [6] ermittelt. Diese Bewehrung wurde als Grundbewehrung für alle Seitenflächen gewählt. Die Beanspruchungen aus der Setzungsmulde und den Witterungseinflüssen wurden getrennt untersucht. Da die Beanspruchung aus der Setzungsmulde das Rissmoment des Bild 10: Bauteiltemperatur bei Schleuse Wusterwitz infolge saisonaler Temperaturänderung Spannung [N/mm 2 ] a) charakteristische Punkte b) bei t = 270 d oben Mitte unten Betrachtungszeitpunkt [d] 360 a) charakteristische Punkte b) bei t = 270 d Bild 11: Beanspruchung bei Schleuse Wusterwitz infolge saisonaler Temperaturänderung 9

10 Bewertung der Bauwerksdruckfestigkeit nach DIN EN Ulrich Wöhnl, Osnabrück Bei Umnutzungen von Bauwerken, nach Schäden oder bei Zweifeln an der Bauwerksfestigkeit ist zur Bewertung der Druckfestigkeit des Betons die im Mai 2008 erschienene DIN EN heranzuziehen, wenn eine Einordnung der Bauteilfestigkeit in situ nach den aktuellen Regelwerken erfolgen soll. DIN EN beschreibt im Wesentlichen die Bewertung der Bauwerksdruckfestigkeit mithilfe der Bohrkernentnahme. Alternativ werden indirekte Methoden benannt, die eine Koppelung zerstörungsfreier Methoden mit der Bohrkernentnahme ermöglichen. In einem nationalen Anhang wird die bisher in Deutschland übliche Bewertung durch den Nachweis mit dem Rückprallhammer ohne ergänzende Bohrkernprüfung geregelt. Zusätzlich erlaubt die Norm Möglichkeiten der Prüfung mit weniger als drei Bohrkernen in eng begrenzten Prüfbereichen. Da für die Bewertung der Bauwerksdruckfestigkeit der Sicherheitsaspekt eine große Rolle spielt, sind die Sicherheitsbeiwerte zu den ermittelten Prüfwerten hoch, sie können sich bei ungenügender Planung der Bewertungsverfahren u. U. unverhältnismäßig negativ auswirken. Der Beitrag gibt einen Überblick über mögliche Verfahren der Bewertung und Risiken bei unsachgemäßer Anwendung der Norm. 1 Einleitung Im Mai 2008 wurde mit der Herausgabe von DIN EN Bewertung der Druckfestigkeit von Beton in Bauwerken oder in Bauwerksteilen [1] nach langen Diskussionen offiziell die Möglichkeit geschaffen, die Prüfung und Bewertung der Bauwerksdruckfestigkeit an die neue Normengeneration DIN EN 206-1/DIN anzupassen. Die Diskussion um DIN EN war einerseits geprägt von dem Bestreben, für das Bauen im Bestand eine sichere Bewertung bestehender Bauwerke, andererseits eine zuverlässige Aussage für die Bewertung bei Zweifeln an der Festigkeit gerade errichteter Bauwerke zu ermöglichen. Teile der europäischen Fertigteilindustrie hatten zudem ein sehr hohes Interesse an der raschen Herausgabe von DIN EN 13791, um mithilfe dieser Norm eine gezielte Konformitätskontrolle im Rahmen der Produktion bestimmter Betonfertigteile durchführen zu können. Die sehr unterschiedlichen Interessensbereiche an EN führten im Endeffekt Bild 1: Bohrkernentnahme an der Laufbahn eines Klärwerkbeckens Der Autor: Dr.-Ing. Ulrich Wöhnl studierte Bauingenieurwesen an der Staatlichen Technischen Universität für Bauwesen Moskau (ehem. MISI) mit der Vertiefungsrichtung Baustofftechnologie und promovierte 1979 zur Rheologie des Betons bei der Vakuumverdichtung. Nach mehrjähriger Lehrtätigkeit an der Universität E. Mondlane in Maputo, Moçambique, war er von 1984 bis 1997 für die Baustoffentwicklung, -prüfung und -überwachung sowie die Bearbeitung von Schadensfällen in einem Transportbetonunternehmen in Osnabrück zuständig. Seit 1997 ist Ulrich Wöhnl selbstständig bundesweit als öffentlich bestellter und vereidigter Sachverständiger in den Bereichen Beton und Mauerwerk tätig. Über 25 Jahre wirkte er in verschiedenen europäischen und deutschen Normungsgremien, u.a. bei der Erarbeitung von DIN 13791, für die er die Arbeitsgruppe zum nationalen Anhang koordinierte. 10

11 Tafel 1: Materialbedingte Einflussfaktoren auf das Ergebnis der Bohrkernprüfung Bild 2: Sägeschnitt durch eine Wand mit sedimentiertem Beton Faktor Feuchtegehalt der Bohrkerne Porosität/Rohdichte Prüfrichtung Lunker/Fehlstellen Entnahmeort der Bohrkerne Auswirkung Reduzierung des Prüfergebnisses, wenn wassergetränkte Bohrkerne geprüft werden, um ca. 8 % bis 12 % Reduzierung des Prüfergebnisses mit steigender Porosität, je 1 % Porenvolumen um etwa 5 % bis 8 % Bei Prüfrichtung des Bohrkerns in Betonierrichtung kann das Prüfergebnis bis 8 % höher sein als bei waagerechter Prüfrichtung, abhängig von dem Sedimentationsverhalten des Frischbetons Reduzierung des Prüfergebnisses je nach Häufigkeit und Größe der Fehlstellen Reduzierung des Prüfergebnisses durch Entnahme der Kerne in oberen Wandbereichen oder unter Ansammlungen von Bewehrung zu zeitraubenden Diskussionen, beispielsweise um die Anzahl notwendiger Probekörper, die Prüfbeiwerte oder den Bereich der Nutzung bzw. des Ausschlusses bei der Konformitätskontrolle in der Betonherstellung. Insbesondere bei der Verwendung von Ortbeton sollte verhindert werden, die Norm zur Bewertung der Bauwerksdruckfestigkeit zu einer Konformitätskontrolle zu missbrauchen. Im Ergebnis stellt sich eine Norm dar, die zur sinnvollen Bewertung der Bauwerksdruckfestigkeit eine sorgfältige Planung der Bewertungsgrundlagen, z.b. der Anzahl der zu entnehmenden Bohrkerne, erfordert. Als Grundlage für die Bewertung der Bauwerksdruckfestigkeit dient in DIN EN die am Bohrkern bestimmte Druckfestigkeit, die unter Umständen mit indirekten Methoden beschrieben sind Rückprallhammerprüfungen, Ultraschall- und Ausziehprüfungen kombiniert werden können. Eine Frischbetoncharge Bauwerk Genormte Prüfkörper Normdruckfestigkeit Würfel Normdruckfestigkeit Zylinder 26 ^= 26 Geschätzte Bauwerksdruckfestigkeit Bohrkerndruckfestigkeit (h/d = 1) 28 ^= 28 (Zahlenangaben in N/mm 2 ) Bild 3: Schematische Darstellung der bei unterschiedlicher Herangehensweise zu erwartenden Druckfestigkeiten [3] 2 Verhältnis Norm- und Bauwerksdruckfestigkeit Die Materialeigenschaft Druckfestigkeit des Betons wird in der Planung und der Bewertung der Tragfähigkeit von Bauwerken und Bauteilen zunächst auf der Grundlage von normativ festgelegten Bedingungen wie Prüfkörpergröße, Herstell- und Lagerungsbedingungen usw. definiert. Daraus lässt sich eine Klassifizierung in Druckfestigkeitsklassen relativ einfach angeben. Bei der Prüfung der Betondruckfestigkeit im Bauwerk kommen erschwerende Bedingungen hinzu, die Ergebnisse werden von zahlreichen Faktoren beeinflusst. So ist einerseits der Zuwachs der Betondruckfestigkeit im Laufe der Zeit durch Alterung und Nachbehandlung zu berücksichtigen, andererseits können sich die Einbaubedingungen oder die spätere Nutzung reduzierend auf die Bauwerksdruckfestigkeit auswirken. Weitere Einflussfaktoren ergeben sich aus den bei der Bohrkernentnahme (Bild 1) vorliegenden Betoncharakteristika, die im Wesentlichen in Tafel 1 zusammengefasst sind. Bild 2 zeigt einen Schnitt durch eine Betonwand, in der der Beton beim Einbau sedimentierte. Bei der Bohrkernentnahme sind zwischen dem oberen und dem unteren Bereich unterschiedliche Prüfwerte zu erwarten. Bohrkerngestalt und -maße wirken sich unter Umständen stark auf die Prüfergebnisse aus. Wegen der guten Vergleichbarkeit mit der Normdruckfestigkeit wird zur Entnahme ein Bohrkerndurchmesser von 100 mm angestrebt, das Verhältnis Länge zu Dicke sollte 1 sein. Wird ein solcher Bohrkern waagerecht entnommen, kann das daraus gewonnene Prüfergebnis mit dem einer Würfelprüfung nach Norm verglichen werden. Bei geringeren Bohrkerndurchmessern erhöht sich die Schwankungsbreite der Prüfergebnisse, u.a. aufgrund des veränderten Größenverhältnisses der Gesteinskörnung im Prüfkörper zur Prüfkörpergröße. Die Prüfergebnisse aus Bohrkernen mit einem Durchmesser von 50 mm werden deshalb zur Berechnung der Bauwerksdruckfestigkeit um 10% reduziert. Umfangreiche frühere Untersuchungen [2] haben ergeben, dass die Summe der Einflüsse auf den Betoniervorgang und die Bauwerksbedingungen eine Reduzierung der Anforderungen an die Bauwerksdruckfestigkeit um 15 % gegenüber der Normdruckfestigkeit zulassen. Dies wird in Tabelle 1 von DIN EN berücksichtigt, in der die charakteristische Mindestdruckfestigkeit von Bauwerksbeton der jeweiligen Druckfestigkeitsklassen angegeben wird. Das darin definierte Verhältnis der Druckfestigkeit von Bauwerksbeton zur charakteristischen Druckfestigkeit genormter Probekörper gilt für jedes Alter des Betons. Eine schematische Darstellung der zu erwartenden Druckfestigkeiten enthält Bild 3. 3 Prinzip und Anwendbarkeit von DIN EN Die Druckfestigkeit wird grundsätzlich anhand von Bohrkernen bewertet, wobei es zusätzlich Korrelationen zu indirekten im Wesentlichen zerstörungsfreien Prüfverfahren geben kann. Für die indirekten Verfahren sind nach europäischer Auffassung Bezugskurven zu erstellen; allerdings erlaubt der nationale Anhang die bisher in Deutschland gern praktizierte Möglichkeit der Bewertung des Bauwerksbetons durch die Rückprallhammerprüfung ohne Korrelation mit Bohrkernen. Auch die bisher übliche Bezugsgerade W wurde in den nationalen Anhang aufgenommen, um Beziehungen zwischen indirekten Prüfmethoden und der Normdruckfestigkeit an Würfelprüfungen aufstellen zu können. Die nach DIN EN [4] entnommenen Bohrkerne dienen der Bewertung ei- 11

12 Tafel 2: Beispielrechnung Bohrkernprüfung nach Ansatz A nes jeweiligen Prüfbereichs, der aus einem oder mehreren Bauwerksteilen (oder Fertigteilen) bestehen kann. Für diesen Prüfbereich wird vorausgesetzt, dass der Beton aus derselben Grundgesamtheit stammt. Letzteres ist für die Planung der Anzahl der zu bewertenden Prüfbereiche und somit der Anzahl der notwendigen Bohrkerne bedeutsam. DIN EN kommt prinzipiell für drei Anforderungsfälle zur Anwendung: Zur Bewertung unbekannter Bauwerke oder Bauteile, die umgenutzt oder umgebaut werden sollen, oder an denen ein Schaden eingetreten ist (z.b. Feuer, mechanische oder chemische Einwirkungen). Bei Zweifeln an der Bauwerksdruckfestigkeit, z.b. nach negativen Ergebnissen der Konformitäts- oder Annahmeprüfungen, bei mangelhafter Bauausführung oder wenn während der Errichtung des Bauwerks die Druckfestigkeit des Bauwerksbetons bewertet werden muss. Bohrkern Druckfestigkeit [N/mm²] Bewertung Zur Konformitätsbewertung bei Fertigteilen, wenn die Produktnorm dies vorsieht. Um für die Bewertung unbekannter Bauwerke oder Bauteile eine möglichst hohe statistische Zuverlässigkeit zu erlangen, wurde in DIN EN festgelegt, so viele Bohrkerne zu entnehmen, wie zweckmäßigerweise möglich ist. Auf der Grundlage der auch für DIN EN herangezogenen statistischen Ausarbeitungen von Taerwe [5] wurde deshalb für solche Prüfungen eine Verfahrensweise mit mindestens 15 Bohrkernen favorisiert, die als Ansatz A in DIN EN beschrieben wird. Nicht immer ist die Entnahme einer so hohen Anzahl von Bohrkernen sinnvoll. Deshalb kann in diesen Fällen Ansatz B angewandt werden, der die Bewertung anhand von drei bis 14 Bohrkernen beschreibt. Die wegen der geringeren Anzahl der Bohrkerne ebenso geringere statistische Zuverlässigkeit der Bewertung muss dann allerdings mit einem höheren Wert k ähnlich einem Vorhaltemaß ausgeglichen werden. Mittelwert f m(n), is = 42 N/mm² Standardabweichung s = 2,41 N/mm² f ck, is = 42 1,48 2,41 = 38,5 N/mm² f is, niedrigst + 4 = 43 N/mm² Geschätzte Bauwerksdruckfestigkeit f ck, is = 38,5 N/mm² entsprechend C35/45 Neben der Bewertung der Druckfestigkeit des Betons im Bauwerk an Bohrkernen dürfen nach DIN EN auch indirekte Methoden angewandt werden entweder einzeln (nur nach deutschem nationalen Anhang) oder kombiniert mit Bohrkernergebnissen bzw. mit Ergebnissen anderer indirekter Prüfungen. Als indirekte Prüfverfahren sind Rückprallhammerprüfungen sowie Ultraschall- und Auszieh- Konformität von Bauteilen, nach jeweiliger Produktnorm, z. B. Fertigteile Kalibrierung indirekter Methoden nach Alternative 1 oder Alternative 2 Konformitätsbewertung 3 bis 14 Bohrkerne nach Ansatz B Anwendung von DIN EN Bild 4: Prinzip der Normanwendung in Deutschland nach DIN EN prüfungen angegeben. Bei der Prüfung nach einem indirekten Verfahren wird nicht die Druckfestigkeit, sondern eine andere physikalische Messgröße ermittelt. Daher ist es notwendig, eine Beziehung zwischen den Ergebnissen der indirekten Prüfungen und der Druckfestigkeit von Bohrkernen anzuwenden. Die europäische Herangehensweise an die Bewertung der Bauwerksdruckfestigkeit wird durch den nationalen Anhang in Deutschland modifiziert. Einerseits wird hier die unsichere Methode der Bewertung durch die Rückprallhammerprüfung favorisiert, andererseits wird die Bewertung strittigen Betons mit negativem Konformitätsergebnis durch die viel strengere Prüfung mit drei bis 14 Bohrkernen freigegeben. Die Folge davon ist, dass in Zweifelsfällen und der Anwendung des Ansatzes B Betone im Grenzbereich oft in niedrigere Druckfestigkeitsklassen eingeordnet werden müssen bzw. ein Nachweis der erforderlichen Werte nicht gelingt. Das Prinzip der Normanwendung in Deutschland ist in DIN EN in dem Flussdiagramm mit informativem Charakter dargestellt (Bild 4). Die generelle Vorgehensweise bei Zweifeln an der Bauwerksfestigkeit ist in Abschnitt 9 von DIN EN beschrieben. Um verwertbare Ergebnisse der Bohrkernprüfungen zu erzielen, ist es deshalb notwendig, vor der Entnahme die Gegebenheiten zu prüfen, um die anzuwendende Methode auszuwählen. Neben den Ansätzen A und B beschreibt Abschnitt 9 von DIN EN eine bei Zweifeln an der Konformität des Betons, z.b. bei zu geringen Ergebnissen der Annahmeprüfung, anzuwendende Bewertungsmethode, nach der entweder wenigstens 15 Bohrkernergebnisse vorliegen oder der strittige Bereich durch eine indirekte Methode großflächig geprüft und dann anhand von zwei Bohrkernen bewertet wird. Bei sehr kleinen Chargen werden lediglich zwei Bohrkerne geprüft. Für die Betonfertigteilindustrie ergibt sich aus dem Wortlaut in DIN EN 13791, dass mithilfe von indirekten Prüfmethoden auch die Konformität der Betonfertigteile bewertet werden kann, wenn die entsprechende Produktnorm dies erlaubt. So ist es z.b. beim Einsatz steifer Betone wegen möglicher großer Prüfstreuungen sinnvoll, zur Konformitätskontrolle nicht Würfel herzustellen und zu prüfen, sondern an den Fertigteilen Korrelationen zwischen indirekten Prüfverfahren und Bohrkernprüfungen herzustellen, die dann laufend durch Anwendung der zerstörungsfreien Prüfungen Aussagen zur Betonqualität im Fertigteil ergeben. Im Gegensatz dazu erlaubt DIN EN dies für die Konformitätskontrolle von Transportbeton nicht. Bewertung von Tragwerken wegen Umbaus oder nach Schadenseintritt, nach negativen Ergebnissen der Konformitäts- oder Annahmeprüfungen, bei mangelhafter Bauausführung oder Zweifeln an der Bauwerksfestigkeit Bohrkernentnahme Kalibrierte indirekte Methoden Kalibrierung indirekter Methoden nach Alternative 1 oder Alternative 2 Weitere Untersuchung nach der aufgestellten Beziehung und Bewertung 15 oder mehr Bohrkerne nach Ansatz A Kalibrierung indirekter Methoden (Bezugsgerade W) Bestimmung der Bauwerksdruckfestigkeit Rückprallhammerprüfung 2 Bohrkerne mit oder ohne indirekte Methoden bei begrenzten Mengen 12

13 Tafel 3: k-werte zur Berechnung bei drei bis 14 Bohrkernen Anzahl der Prüfwerte n Korrekturwert k 10 bis bis bis Bewertung anhand von Bohrkernprüfungen 4.1 Ansatz A (ab 15 Bohrkerne) Die geschätzte charakteristische Druckfestigkeit des Prüfbereichs ist die niedrigere aus den beiden Werten f is, niedrigst 0,85 (f ck 4) f ck, is = f m(n), is 1,48 s oder f ck, is = f is, niedrigst + 4 Dabei bedeuten: f ck, is geschätzte charakteristische Druckfestigkeit des Prüfbereichs f m(n), is Mittelwert der Prüfwerte s Standardabweichung der Prüfwerte (mindestens 2 N/mm²) f is, niedrigst kleinster Einzelwert der Prüfergebnisse Als Beispiel für die Abschätzung der Bauwerksdruckfestigkeit einer Stützwand, deren Belastung durch einen oberhalb zu errichtenden Anbau geändert werden sollte, sind in Tafel 2 die Prüfwerte von 15 Bohrkernen angegeben. 4.2 Ansatz B (drei bis 14 Bohrkerne) Wenn drei bis 14 Bohrkerne an weniger umfangreichen Bauwerken geprüft werden, wird Ansatz B angewandt. Dabei wird wegen der geringeren statistischen Sicherheit durch weniger Prüfwerte nicht eine Standardabweichung zur Berechnung der charakteristischen Druckfestigkeit herangezogen, sondern es wird ein Korrekturwert k berücksichtigt. Die geschätzte charakteristische Druckfestigkeit des Prüfbereichs ist dann die niedrigere aus den beiden Werten f ck, is = f m(n), is k und f ck, is = f is, niedrigst + 4 Der Korrekturwert k ist abhängig von der Anzahl der Bohrkerne (Tafel 3). 4.3 Bewertung nach Abschnitt 9 von DIN EN Bei Zweifeln an der Bauwerksdruckfestigkeit also nach Nichtbestehen der Konformitätskontrolle, der Annahmeprüfungen des eingebauten Betons oder bei mangelhafter Bauausführung wird in DIN EN 13791, Abschnitt 9, die Möglichkeit eingeräumt, Rückprallhammerprüfungen in Kombination mit zwei Bohrkernen zu bewerten. Dies ist Ausdruck Geringste Rückprallhammerwerte Bild 5: Eingrenzung der Bauwerksdruckfestigkeit durch Rückprallhammerprüfungen und Bohrkernentnahme an der Stelle der geringsten Prüfwerte der konsequenten Weiterführung von Maßnahmen, die in DIN EN 206-1/DIN , Abschnitt 8.4, bei Nichtkonformität des Betons gefordert werden. Im Unterschied zur Bewertung eines völlig unbekannten, älteren oder z.b. durch Brand geschädigten Bauteils geht man bei der Bewertung nach Abschnitt 9 bei kürzlich eingebautem Beton davon aus, dass eine Reihe von Daten aus der Betonherstellung vorliegen, die eine relativ einfache Prüfung und Bewertung des Bauteils ermöglichen, ohne den ansonsten hohen k-wert anwenden zu müssen. Ziel dieses Ansatzes ist die Bewertung der Standfestigkeit des Bauwerks. Dazu gibt es drei Möglichkeiten: Ist der Mangel nicht genau zu lokalisieren, werden über den Prüfbereich verteilt mindestens 15 Bohrkerne gezogen, deren Mittelwert der Druckfestigkeitsprüfung wie nach Ansatz A bewertet wird. Damit wird die gleiche Zuverlässigkeit der Ergebnisse erreicht wie bei unbekannten Bauteilen. Lässt sich ungefähr feststellen, wo ein nicht konformer Beton eingebaut oder ein Mangel verursacht wurde, werden an einer begrenzten Fläche oder Betonmenge wenigstens 15 Rückprallhammerprüfungen ausgeführt. An dem Messbereich mit den niedrigsten Prüfwerten werden zwei Bohrkerne gezogen und auf Druckfestigkeit geprüft, siehe Bild 5. Ist der zu prüfende Bereich sehr klein, dürfen an zwei Stellen Bohrkerne entnommen werden, deren Lage aus Erfahrung gewählt wird, siehe Bild 6. Die beiden letztgenannten Möglichkeiten bedürfen der Vereinbarung zwischen den Vertragsparteien. Sie nutzen die bei der Errichtung eines Bauwerks vorliegenden Kenntnisse über den verwendeten Beton aus, sodass eine Kommunikation zwischen den Beteiligten notwendig wird. Wegen der Eingrenzung Tafel 4: Mindestanforderungen an Prüfergebnisse f m(n), is von n Bohrkernen Druckfestigkeitsklasse DIN EN Anforderung an f m(n), is bei der Anzahl n der Bohrkerne [N/mm²] 3 bis 6 7 bis 9 10 bis ) Berechnung nach: f m(3), is = f ck, is + 7 f m(7), is = f ck, is + 6 f m(10), is = f ck, is + 5 f m(15), is = f ck, is + 3 C16/ C20/ C25/30 32,5 31,5 30,5 28,5 C30/37 38,5 37,5 36,5 34,5 C35/ C40/50 49,5 48,5 47,5 45,5 1) Bei s = 2 N/mm² und f ck, is = f is, niedrigst + 4 größer f ck, is = f m(n), is 1,48 s Bei größerer Standardabweichung muss der Mittelwert entsprechend höher sein, vgl. Beispiel in Tafel 2. 13

14 f is, niedrigst 0,85 (f ck 4) In Tafel 4 sind die Anforderungen an die bei Bohrkernprüfungen zu erreichenden Mittelwerte für die jeweilige Druckfestigkeitsklasse nach DIN EN unter Berücksichtigung der Anforderungen aus DIN EN 13791, Tabelle 1, dargestellt. Daraus wird deutlich, dass allein durch die Anzahl der Probekörper Anforderungsdifferenzen von 4 N/mm² je Druckfestigkeitsklasse auftreten und dass die Mittelwerte bei geringerer Prüfkörperanzahl höher liegen müssen als die charakteristische Festigkeit der jeweiligen Druckfestigkeitsklasse. Für die Bewertung mit mehr als 15 Bohrkernen wurde der Idealfall einer niedrigen Standardabweichung angenommen. Falls sich aus der Festigkeitsverteilung der Kerne eine zu hohe Standardabweichung ergibt, kann u. U. eine getrennte Betrachtung der Bauteile sinnvoll werden. 5 Indirekte Prüfverfahren 5.1 Prüfung mit dem Rückprallhammer Für die Prüfung mit dem Rückprallhammer steht im nationalen Anhang Tabelle NA2 zur Verfügung, deren Werte auf früheren Erfahrungen nach DIN 1048 beruhen und die auf die Druckfestigkeitsklassen nach DIN EN Anlage Gutachten Angaben zum Bauteil: Bauwerk/Baustelle: Bauteil: 1 zur Bewertung der Bauwerksdruckfestigkeit CKM-Krankenhaus Stützwand Bild 6: Auswahl von Bohrkernentnahmestellen an eng begrenzten Flächen aus Erfahrung der Flächen findet das in DIN EN 206-1/DIN angegebene Einzelwertkriterium Anwendung. Entspricht der Mittelwert aus beiden Bohrkernen der Druckfestigkeit f is, niedrigst 0,85 (f ck 4), so kann analog zur Konformitätsbetrachtung in DIN EN 206-1/DIN von der Erfüllung der Druckfestigkeitsanforderungen an das Bauwerk ausgegangen werden. Für die Ergebnisse einer eingehenden Prüfung mit dem Rückprallhammer nach Abschnitt 9 in [1] ist nicht immer deren absolute Höhe notwendig, sondern die Lokalisierung des Bereichs der kleinsten Werte. Die Bewertung selbst erfolgt anhand der Prüfergebnisse der Bohrkerne. Bei der Prüfung von zwei Bohrkernen, für die wegen der geringen Abmaße des Bauteils keine umfassende indirekte Prüfung möglich ist, sollten zwei unterschiedliche Bohrstellen gewählt werden. Der hinzugezogene Sachverständige muss ggf. entscheiden, ob die Bohrkerne durchaus auch hintereinander liegend aus einer Bohrstelle stammen dürfen. 4.5 Schätzung der Bauwerksdruckfestigkeit Die aus den Ansätzen A oder B gewonnene geschätzte Bauwerksdruckfestigkeit f ck, is wird mit der Anforderung aus Tabelle 1 in DIN EN verglichen. Darin sind die Anforderungen an die jeweiligen Druckfestigkeitsklassen nach DIN EN 206-1/DIN angegeben. Diese errechnen sich aus der Gleichung f ck, is = 0,85 f ck, cube Druckfestigkeitsklasse (Soll): C25/30 Alter des Bauteils: Prüfgerät: Überprüfung am Prüfamboss: Prüfwerte: Messstelle 1, Schlagrichtung ggf. Korrekturwert aus Schlagrichtg. Messstelle 2, Schlagrichtung ggf. Korrekturwert aus Schlagrichtg. Messstelle 3, Schlagrichtung ggf. Korrekturwert aus Schlagrichtg. Messstelle 4, Schlagrichtung ggf. Korrekturwert aus Schlagrichtg. Messstelle 5, Schlagrichtung ggf. Korrekturwert aus Schlagrichtg. Messstelle 6, Schlagrichtung ggf. Korrekturwert aus Schlagrichtg. Messstelle 7, Schlagrichtung ggf. Korrekturwert aus Schlagrichtg. Messstelle 8, Schlagrichtung ggf. Korrekturwert aus Schlagrichtg. Messstelle 9, Schlagrichtung ggf. Korrekturwert aus Schlagrichtg. Bemerkungen: Mediane bei 9 Messpunkten: Median der 9 Messpunkte: Mediane bei 11 Messpunkten: Median der 11 Messpunkte: Druckfestigkeitsklasse: Herstelldatum: ca. 1 Jahr Schmidt-Hammer Prüfdatum: Istwert: 79 Sollwert: 80 ± C30/37 Datum: Ort: Unterschrift: Osnabrück Müller Tafel 5: Beispielhaft ausgefülltes VDB-Formblatt zur Bewertung der Bauwerksdruckfestigkeit bei Prüfung mit Rückprallhammer

15 Tafel 6: Beispielrechnung zur Aufstellung einer Bezugskurve durch Rückprallhammerprüfungen Lfd. Nr. Rückprallwert R [Skalenteile] umgerechnet wurden. Rückprallhammerprüfungen ohne Bezug zu Bohrkernen weisen eine geringere Zuverlässigkeit auf. So können z.b. Prüfwerte im Grenzbereich eine geringe Einstufung des Betons ergeben. Die in DIN EN [6] erläuterten Einschränkungen der Anwendbarkeit sind zu beachten. So wird dort angemerkt, dass das Verfahren für den Nachweis der Gleichmäßigkeit von Ortbeton verwendet werden kann, es jedoch nicht als Alternative zur Bohrkernprüfung gilt. Bei der Anwendung des Rückprallhammers ist außerdem zu beachten, dass der Zustand der Betonrandzone und damit die Höhe der Prüfwerte stark vom Hydratationszustand der verwendeten Zemente abhängt. Langsam erhärtende Betone ergeben in der Regel im jungen Alter von wenigen Wochen weit niedrigere Prüfwerte als schnell erhärtende. Stark carbonatisierte Betonrandzonen älterer Betone sind härter als nicht carbonatisierter Beton, weshalb dafür die Anwendung des Rückprallhammers nicht geeignet ist. Die Prüfung der Rückprallzahl erfolgt nach DIN EN Gegenüber der früheren Prüfvorschrift DIN werden die Ablesewerte nicht zu einem Mittelwert, sondern zum Median (Zentralwert) zusammengefasst. Bei einer Stichprobe ist der Median definiert als jener Messwert, bei dem jeweils die eine Hälfte der Messungen kleiner oder gleich und die andere Hälfte größer oder gleich diesem Wert ist. Er ist der Wert, bei dem die Summe der absoluten Abweichungen von ihm minimal ist. Dies hat den Vorteil, gegen Ausreißer von vorneherein resistent zu sein, d.h., sie aussortieren zu können. Zur einfachen Berechnung des Medians wurden neun Ablesungen als Mindestanzahl festgelegt. Durch die ungerade Zahl wird einfach der mittlere der Werte ausgewählt, nachdem diese der Größe nach geordnet worden sind. Bei einer geraden Anzahl von Messungen gibt es allein kein mittleres Element, sondern Druckfestigkeit aus R f R [N/mm²] Druckfestigkeit aus Bohrkern f is [N/mm²] Differenz δ f = f is f R [N/mm²] Mittelwert Δf m(10) 14 Standardabweichung s 5,2 Betrag der Verschiebung Δf = Δf m(10) k 1 s 5,6 zwei. Hier kann in einfacher Weise aus den beiden in der Mitte liegenden Werten ein Median der Stichprobe durch Mittelwertbildung errechnet werden. Tafel 5 gibt ein beispielhaft ausgefülltes Formblatt wieder, das im Zuge der Anpassung der Formblätter an die neue Normengeneration DIN EN 206-1/DIN in der VDB-Arbeitsgruppe Formblätter überarbeitet wurde. 5.2 Direkter Vergleich mit Bohrkernen (Wahlmöglichkeit 1) Für die Bewertung der Druckfestigkeit von Bauwerksbeton stehen zwei alternative Verfahren zur Verfügung. Beim direkten Vergleich der indirekten Prüfungen mit Bohrkernen (Wahlmöglichkeit 1) werden Verfahren beschrieben, die auf einer allgemeinen Grundlage für die Bewertung der Druckfestigkeit von Bauwerksbeton anwendbar sind, wenn für den zu untersuchenden Beton eine spezielle Beziehung zwischen der Druckfestigkeit des Bauwerksbetons und dem nach Druckfestigkeit fis [N/mm 2 ] δƒ 10 δƒ 1 diesem indirekten Verfahren erhaltenen Ergebnis aufgestellt wird. Auf der Grundlage vieler indirekter Prüfungen und Bohrkernprüfungen wird bei weiteren indirekten Prüfungen durch eine Regression der Wertepaare auf die Prüfergebnisse an Bohrkernen geschlossen. Dieses Verfahren bietet sich für die Konformitätskontrolle an Fertigteilen an. Für die Bewertung der Bauwerksdruckfestigkeit ist die Anzahl der nötigen Wertepaare sehr hoch. Es werden mindestens 18 Prüfergebnispaare aus Bohrkernprüfungen und indirekten Prüfungen benötigt, um die Beziehung zwischen der Druckfestigkeit und dem mit dem indirekten Verfahren erzielten Prüfergebnis zu bestimmen. 5.3 Kalibrierung an Bohrkernen (Wahlmöglichkeit 2) Mit der Wahlmöglichkeit 2 aus DIN EN ist es wegen der geringeren Anzahl an Wertepaaren (mindestens neun) relativ einfach, zur Bewertung der Druckfestigkeit von Bauwerksbeton in einem eingeschränkten Druckfestigkeitsbereich eine Beziehung, d. h. eine Bezugskurve, aufzustellen: An mindestens neun Messstellen wird ein indirektes Prüfverfahren (hier als Beispiel Rückprallhammerprüfungen) eingesetzt, von denselben Messstellen werden Bohrkerne gezogen und auf Druckfestigkeit geprüft. Aus der Differenz der Messergebnisse werden der Mittelwert und die Standardabweichung berechnet, woraus sich eine Verschiebung der in der Norm [1] vorgegebenen Kurve ergibt. Die neu aufgestellte Kurve dient nun als Grundlage für die Umrechnung (Abschätzung) der Bauwerksdruckfestigkeit anhand weiterer Prüfungen mit dem Rückprallhammer. Tafel 6 enthält eine Beispielauswertung einer Kalibrierung. Der zur Berechnung der Verschiebung verwendete Faktor k 1 ist von der Anzahl der Wertepaare abhängig und aus Tabelle 3 in DIN EN zu entnehmen (k 1 = 1,62 für zehn Wertepaare). Nach Erhalt der in Tafel 5 gegebenen Werte kann die in DIN EN 13791, Bild 2, enthaltene Bezugskurve um Rückprallwert R [Skalenteile] Bild 7: Kombination der Bohrkernentnahme mit indirekten Methoden nach Möglichkeit 2, Verschiebung der Bezugsgeraden Δƒ 15

16 den Betrag Δf verschoben werden oder es kann eine numerische Berechnung erfolgen. Bild 7 zeigt die Verschiebung der Bezugsgeraden anhand der Werte aus Tafel Bezugsgerade W Die Bezugsgerade W wurde aus DIN [7] in den nationalen Anhang von DIN EN übernommen. Dazu wird eine Relation zwischen Rückprallhammerwerten und im Labor hergestellten Probewürfeln des zu prüfenden Betons aufgestellt. Das Verfahren ist nur anwendbar, wenn z.b. im Rahmen eines größeren Bauvorhabens aus den betreffenden Betonen Würfel hergestellt und gleichzeitig Rückprallhammerprüfungen durchgeführt werden können. Für die Bewertung bestehender Bauwerke ist es nicht geeignet. 6 Schlussbetrachtung DIN EN bildet die Grundlage für die Bewertung von Bauwerksbeton nach der neuen DIN-1045-Generation. Sie bietet eine Reihe von Möglichkeiten zur Bewertung der Bauwerksdruckfestigkeit von Beton, einerseits bei der Untersuchung älterer oder geschädigter Betonbauteile zu Zwecken des Umbaus oder der Sanierung, andererseits bei Nichterreichen der Konformität des Betons oder bei mangelhafter Bauausführung. Gegenüber früheren Verfahrensweisen ist eine sorgfältigere Planung der durchzuführenden Nachweise erforderlich, da nicht selten allein die unüberlegte Wahl der Probekörperanzahl eine Herabstufung des Bauwerksbetons in eine niedrigere Druckfestigkeitsklasse zur Folge hat. Literatur [1] DIN EN Bewertung der Druckfestigkeit von Beton in Bauwerken oder in Bauwerksteilen; Ausgabe: [2] Concrete core testing for strength Report of a Concrete Society Working Party. The Concrete Society, 1987 [3] pren 13791, draft September 2001 [4] DIN EN Prüfung von Beton in Bauwerken Teil 1: Bohrkernproben Herstellung, Untersuchung und Prüfung von Druck; Ausgabe [5] Taerwe, L.: A general basis fort he selection of compliance criteria. IABSE Proceedings P-102/86, S [6] DIN EN Prüfung von Beton in Bauwerken Teil 2: Zerstörungsfreie Prüfung Bestimmung der Rückprallzahl; Ausgabe: [7] DIN Prüfverfahren für Beton Teil 4: Bestimmung der Druckfestigkeit von Festbeton in Bauwerken und Bauteilen; Anwendung von Bezugsgeraden und Auswertung mit besonderen Verfahren; Ausgabe: Arbeitskreis Vordrucke : Leiter: Klaus Falkus (RG 9) Mitarbeiter: Michaela Biscoping (RG 6) Raymund Böing (RG 10) Corinna Schumacher (RG 6) Werner Tietze (RG 6) Dr. Karl Uwe Voss (RG 9) Prof. Dr. Robert Weber (RG 7) Dr. Ulrich Wöhnl (RG 5) Der Arbeitskreis Vordrucke hat in den vergangenen Jahren eine Reihe Formblätter erarbeitet, die für die Arbeit des Betoningenieurs im Labor, aber auch auf der Baustelle hilfreich sind. So wurden z.b. Formblätter für die Ausgangsstoffe für Beton erarbeitet, für die Betonzusammensetzung sowie für die verschiedenen Prüfungen von Frisch- und Festbeton. Als derzeit letzte Arbeit entwickelte der Arbeitskreis Vordrucke ein Formblatt für die Umsetzung der DIN EN zur Bewertung der Festigkeit von Beton im Bauwerk bei Prüfung mit dem Rückprallhammer, das unter zur allgemeinen Nutzung heruntergeladen werden kann. Ein weiteres Formblatt zur Bewertung der Bauwerksfestigkeit bei Prüfung an Bohrkernen ist derzeit in Arbeit. 16

17 Anlage Gutachten Angaben zum Bauteil: Bauwerk/Baustelle: Bauteil: Druckfestigkeitsklasse (Soll): Alter des Bauteils: Prüfgerät: Überprüfung am Prüfamboss: Herstelldatum: Istwert: Sollwert: Prüfdatum: Messpunkte: Messstelle 1, Schlagrichtung ggf. Korrekturwert aus Schlagrichtg.: Messstelle 2, Schlagrichtung ggf. Korrekturwert aus Schlagrichtg.: Messstelle 3, Schlagrichtung ggf. Korrekturwert aus Schlagrichtg.: Messstelle 4, Schlagrichtung ggf. Korrekturwert aus Schlagrichtg.: Messstelle 5, Schlagrichtung ggf. Korrekturwert aus Schlagrichtg.: Messstelle 6, Schlagrichtung ggf. Korrekturwert aus Schlagrichtg.: Messstelle 7, Schlagrichtung ggf. Korrekturwert aus Schlagrichtg.: Messstelle 8, Schlagrichtung ggf. Korrekturwert aus Schlagrichtg.: Messstelle 9, Schlagrichtung ggf. Korrekturwert aus Schlagrichtg.: Bemerkungen: Mediane der einzelnen 9 Messstellen: Median aus allen 9 Messstellen: Mediane der einzelnen 11 Messstellen: Median aus allen 11 Messstellen: Druckfestigkeitsklasse: 9 11 Datum: Ort: Unterschrift: 17

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19 Organisation Namen und Anschriften des VDB Geschäftsführender Vorstand: VDB-Regionalgruppen und deren Leiter: 1. Vorsitzender: Dr.-Ing. Karsten Rendchen Unterbruch Willich Tel.: / Fax: / rendchen@gmx.de Stellvertretender Vorsitzender: Dr.-Ing. Matthias M. Middel Lichtenböcken Hagen Tel.: / (p) Tel.: / (d) Fax: / (d) matthias.middel@betonmarketing.de Schriftführer: Dr. Michael Lichtmann Griesbacher Str. 105, Krefeld Tel.: / (p) Tel.: / (d) Fax: / (d) michael.lichtmann@evonik.com Schatzmeister: Dipl.-Ing. Franz Josef Bilo Löher Höhenweg Bergisch Gladbach Tel.: / (p) Tel.: / (d) Fax: / (d) info@bilo-lenkenhoff.de VDB-Geschäftsstelle: Annastraße Beckum Tel.: / Fax: / matthias.middel@betonmarketing.de Konto: VDB, Deutsche Bank AG Konto-Nr BLZ Referent für Öffentlichkeitsarbeit: Dipl.-Ing. Rainer Büchel Eichenbrink Wuppertal Tel.: / (p) Tel.: / (d) Fax: / (d) buechel@verlagbt.de 1 Berlin/Brandenburg Dr.-Ing. Katrin Bollmann Raisdorfer Straße 5, Schöneiche Tel.: / (d) Fax: / (d) katrin.bollmann@cemex.com 2 Schleswig-Holstein Dipl.-Ing. Volker Witt Bundesstr. 5 Nr. 26, Weddingstedt Tel.: / (p) Tel.: / (d) Fax: / (d) volker.witt@witt-beton.de 3 Hamburg Dr.-Ing. Frank Langer Andreas Meyer-Straße 9, Hamburg Tel.: 0 40 / Fax: 0 40 / frank.langer@versanet.de 4 Weser-Ems Dipl.-Ing. Manfred Greiff An der Tenge 20, Haren (Ems) Tel.: / (d) Fax: / (d) m.greiff@prueftechnik-ptg.de 5 Niedersachsen Prof. Dr.-Ing. Ludger Lohaus Im Südfeld 29, Ronnenberg Tel.: / (p) Tel.: / (d) Fax: / (d) lohaus@baustoff.uni-hannover.de 6 Westfalen Dipl.-Ing. Werner Tietze Görlitzer Str. 41, Münster Tel. + Fax: / (p) 7 Nordrhein Dipl.-Ing. Roland Pickhardt Ernst-Mollenhauer-Str. 20, Neuss Tel.: / (p) Tel.: / (d) Fax: / (d) roland.pickhardt@bmwest.de 8 Hessen Dr. rer. nat. Jürgen Kötz Turmstr. 24, Wetzlar Tel.: / (p) Tel.: / (d) Fax: / (d) info@juergen-koetz.de 9 Rheinland-Pfalz/Saarland Ronald Wittmer-Braun 5, Impasse des Sapins, F Ippling, Frankreich Tel.: / (p) ronald.wittmer-braun@betontechnik.com 10 Baden-Württemberg Dipl.-Ing. Eckhard Bohlmann Königswiese 2/1, Wiesloch Tel.: / (p) Tel.: / (d) Fax: / (d) eckhard.bohlmann@heidelbergcement. com 11 Bayern Dipl.-Ing. Ernst Färber Waldsaumstr. 29, München Tel.: 0 89 / (p) Tel.: / (d) Fax: / (d) info@ibqmbh.de 12 Mecklenburg-Vorpommern Hans Pfennig Zum Wiesengrund 33, Lichtenhagen-Dorf Tel.: / (p) Tel.: / (d) Fax: / (d) H.Pfennig@Frischbeton-HRO.de 13 Thüringen Dipl.-Ing. Wolfgang Bethge Groß-Gerauer-Str. 1c, Apolda Tel.: / (p) Tel.: / (d) Fax: / (d) wolfgang.bethge@mfpa.de 14 Sachsen/Sachsen-Anhalt Prof. Dr.-Ing. Detlef Schmidt Zingster Str. 18, Leipzig Tel.: / (p) Tel.: / (d) Fax: / (d) detlef.schmidt@fbb.htwk-leipzig.de 19

20 VERBAND DEUTSCHER BETONINGENIEURE E.V. 20 Geschäftsstelle Telefon / , Annastraße 3, Beckum